Для кольцевой камеры сгорания определяющей является высота

 

, м.

3.4.4. Диаметры наружной и внутренней обечаек кольцевой камеры сгорания

, м; , м.

3.4.5. Площадь миделевого сечения жаровой трубы:

, м²;

где, k _опт – относительная площадь жаровой трубы (для кольцевой камеры сгорания ).

3.4.6. Высота кольцевой жаровой трубы:

, м.

3.4.7. Диаметры наружной и внутренней обечаек жаровой трубы в расчетном сечении:

, м; , м.

3.4.8. Длина жаровой трубы определяется из условия обеспечения заданногозначения неравномерности температурного поля :

, м.

где, q = 0,2...0,4; А – коэффициент пропорциональности, для кольцевых камер сгорания А=0,06; – относительное падение давления в жаровой трубе; P_к/`q, P<sub>д</sub>/`q – относительное падение давления в камере и в диффузоре.

3.4.9. Общая длина камеры сгорания состоит из суммы длин диффузора L _д, жаровой трубы L_ж и расстояния между ними D l:

L _к = L _к + Dl + L _к, м.

 

 

3.5. Распределение воздуха по длине жаровой трубы.

 

3.5.1. Распределение площадей отверстий по длине жаровой трубы является основной частью проектирования камер сгорания, от которого зависит ход рабочего процесса. На первом этапе проектирования это распределение можно задавать на основании статистических данных. Согласно статистическим данным это распределение определяется отношениями площадей к суммарной площади отверстий в следующих характерных сечениях:

L_пз=0,5H_ж, м – расстояние до первого ряда отверстий (длина первичной зоны); L_см=1,5H_ж, м – длина смесителя; L_зг=(L_ж – L_см), м – длина зоны горения.

Раскрытие жаровой трубы в характерных сечениях:

`F_фр =F_фр /F₀ =0,2...0,3 – раскрытие фронтового устройства;

`F_озг =F_озг /F₀ =0,2...0,3 – раскрытие отверстий первого ряда отверстий;

`F_озс =F_озс /F₀ =0,3 – раскрытие смесителя;

`F_охл =F_охл /F₀ =0,1...0,3 – относительная площадь подвода охлаждающего воздуха.

3.5.2. Суммарная эффективная площадь отверстий в стенке жаровой трубы определяется по величинам площади миделевого сечения корпуса камеры F_m и относительному падению давления на жаровой трубе DР_ж/`q:

, м².

3.5.3. Диаметр радиальных отверстий зоны горения:

, м.

где, – отношение динамических напоров струи и потока;

F _озг= F ₀ F _озг, м²; – относительная глубина проникновения струи.

3.5.4. Действительный диаметр отверстий зоны горения будет:

, м.

где, m₀= 0,7 – коэффициент расхода в отверстиях стенок жаровой трубы. Рекомендуется d _озг=0,012…0,016, м. В случае если диаметр отверстий больше 0,02 м, то их выполняют овальными или же в несколько рядов.

3.5.5. Общее количество отверстий подвода радиальных струй воздуха в зоне горения:

.

3.5.6. Шаг между отверстиями по наружному и внутреннему диаметрам:

; , м

тогда относительный шаг: ` t _н= t _н/ d _озг, t _вн= t _вн/ d _озг.

3.5.7. Количество отверстий по наружному и внутреннему диаметрам жаровой трубы:

 

 

3.5.8. Если принять, что приближенно диаметры отверстий зоны горения и

зоны смешения равны, аналогично можно определить и количество отверстий в зоне смешения:

, F_озс=F_o×`F_озс, м².

3.5.9. Количество отверстий по наружному и внутреннему диаметру в зоне

смешения жаровой трубы:

.

3.5.10. Определение количества поясов охлаждения стенок жаровой трубы по известной суммарной площади подвода охлаждающего воздуха F_охл.

Потребная площадь одного пояса подвода охлаждающего воздуха для кольцевой камере сгорания по внутреннему и наружном диаметрам:

, м²; , м².

При щелевом подводе охлаждающего воздуха h_s - высота щели, меняется обычно в пределах 0,001...0,002 м.

Количество поясов охлаждения: .

 

3.6. Определение скорости истечения струй в жаровой
трубе

 

3.6.1. Средняя скорость в миделевом сечении камеры сгорания:

, м/с;

Рекомендуется принимать м/с.

3.6.2. Среднерасходная скорость истечения вторичноговоздуха из отверстий:

, м/с;

Рекомендуется м/с.

3.6.3. Среднерасходная скорость течения в жаровой трубе:

, м/с;

Рекомендуется м/с, k _опт= F _ж/ F _m.

3.6.4. Скорость течения газа перед первым рядом отверстий:

м/с.

3.6.5. Скорость течения воздуха в кольцевом канале, между стенками камеры в жаровой трубе:

м/с;

Рекомендуется W _кк = 50…100 м/с.

3.6.6. Скорость течения в зоне горения между отверстиями смесителя:

м/с;

Рекомендуется W _пз = 20…35 м/с.

 

 

3.7. Определение характерных размеров головочной части выносной
жаровой трубы.

 

Наиболее важной частью жаровой трубы является головочная часть, в которой располагается фронтовое устройство и переходный конус.

3.7.1. Площадь одного завихрителя можно определить по формуле:

, м²;

где, d»0.001, м – толщина лопатки завихрителя; n =6…10 – число лопаток; j = 55⁰...65⁰ – угол установки лопаток; R_нз, R_внз – наружный и внутренний радиусы завихрителя; R _внз= R _форс»0,01 м; площадь одного завихрителя , м² , n _з – количество завихрителей. Наружный диаметр завихрителя R_нз:

, м.

Угол раскрытия переходного конуса b согласуется с углом установки лопаток завихрителя j: b=2j–10.

3.7.2. Число завихрителей:

;

где, ` t <sub>ф</sub> – относительный шаг между фронтовыми устройствами. `

t _ф=0,2 – 0,5 – согласуется с прототипом.

3.7.3. Определение потребного давления топливоподачи: P_т=w²_тr_т/2, w_т – скорость истечения, r _т – плотность жидкого топлива. Скорость истечения рассчитывают по формуле w _т = G _т/(n _ф F _ф r _т), F _ф= m _фp d ²_ф/4, где d _ф – диаметр сопла форсунки, m _ф – коэффициент расхода форсунки.

При использовании газообразного топлива принимается, что скорость истечения газа из горелки w _т=200 – 250 м/с. Тогда, потребная площадь отверстия F _г= G _т/(n _ф w _т r _т)

 

3.8. Расчет характеристик камеры сгорания.

 

Основными характеристиками камер сгорания ГТД являются зависимости полноты сгорания и границ устойчивого горения от режима работы камеры. В настоящее время актуальными становятся характеристики, связанные с выбросами токсичных компонентов продуктов сгорания. Характеристикой полноты сгорания называют зависимость коэффициентов полноты сгорания h от общего коэффициента избытка воздуха a при постоянных параметрах на входе в камеру (P₂, T₂, W₂).

Срывной характеристикой называют зависимость предельно возможного коэффициента избытка воздуха a_ср по ²бедной² и ²богатой² смеси, при котором еще возможно устойчивое горение смеси, что определяется на основании критериев срыва пламени k_ср и форсировки k_v. Располагая данными полученными ранее, можно оценить уровень значений вышеназванных характеристик.

3.8.1.Приближенная оценка полноты сгорания возможна c помощью параметра форсировки k_v:

;

где, V _ж= pd _р H _ж L _ж, м³ – объем жаровой трубы;

По известному значению k_v рассчитывают полноту сгорания: h _к=1 – 0,8 K ²_v.

3.8.2. Объемная теплонапряженность камеры сгорания:

, Дж/ч м³ Па;

Для современных камер сгорания ГТД: Q_n=(1,2…6,5)10⁶, Дж / ч м³ Па.

 

3.8.3. Границу устойчивого горения в камерах сгорания по ²бедному² составу смеси можно определить по известному критерию срыва пламени:

;

где, G _взг= F _зг w ₀r, кг/с – расход воздуха через зону горения; , м³ – объем первичной зоны, отвечающей за стабилизацию пламени;

3.8.4. По значению К_ср определяют предельное значение коэффициента избытка воздуха, обеспечивающее устойчивое горение.

В настоящее время одной из основных характеристик камеры сгорания являются выбросы загрязняющих атмосферу веществ. Загрязняющими веществами считаются окислы азота NO и окись углерода CO, несгоревшие углеводороды HC и дым.

3.8.5. Выбросы окислов азота можно оценить с помощью эмпирической зависимости:

 

, об %;

где, об %;

об %;

, с – время пребывания смеси в зоне горения;

a_зг=0,3a_к;

 

 

, K.

 

3.8.6. Выбросы окиси углерода определяются по формуле:

 

об %;

где, f – доля воздуха, участвующая в горении; примем f =0.5; G_в.з.г. – воздух, проходящий через зону горения; C, b, c – константы; примем C=20, b=1.0, c=0.009.

 

 

3.9. Особенности расчета трубчато-кольцевых камер сгорания.

 

Расчет трубчато-кольцевых камер сгорания проходит в том же порядке, что и кольцевые, некоторые особенности возникают в связи с тем, что проводится расчет отдельной жаровой трубы. Для этого, прежде всего, необходимо определить количество жаровых труб.

3.9.1. Шаг (расстояние) между жаровыми трубами:

t _ж=` t _ж d _р;

где, - относительный шаг; d_p – средний диаметр камеры сгорания, определяется по пункту 3.4.2.

3.9.2. Суммарная площадь миделевого сечения жаровых труб:

;

где, k _опт. =0,8; F_m – определяется по пункту 3.4.1.

3.9.3. Диаметр жаровой трубы:

;

где, n_ж – количество жаровых труб.

3.9.4. Длину жаровой трубы можно определить из условия обеспечения требуемой неравномерности температурного поля q:

;

где, q = 0,25...0,3; А – коэффициент пропорциональности; А = 0,07.

3.9.5. Распределение воздуха по длине жаровой трубы определяется также, как и для кольцевых камер сгорания. Отличительным является то, что при определении количества отверстий подвода вторичного воздуха и воздуха, идущего в зону смешения, расчет ведется для одной жаровой трубы. Суммарная площадь отверстий в стенке жаровой трубы также определяется по величинам площади миделевого сечения корпуса камеры F_m и располагаемого перепада давления на жаровых трубах:

.

3.9.6. Площади отверстий в жаровой трубе.

При определении все расчеты ведутся относительно одной жаровой трубы. Согласно статистическим данным:

F _ж= F ₀/ n _ж

где, F ₀ – суммарная площадь.

3.9.7. Площадь основных отверстий в зоне горения:

F _озг= F _зг – F _фр;.

3.9.8. Раскрытие зоны горения:

` F _зг= F _зг/ F _ж=0,3…0,5

3.9.9. Раскрытие фронтового устройства жаровой трубы:

F _фр=(0,1…0,2) F _ж.

3.9.10. Площадь отверстий подвода охлаждающего воздуха:

F _охл=0,3 F ₀.

3.9.11. Площадь отверстий зоны смешения:

F _зс = F _ж – F _озг – F _охл – F _фр

 

 

4. Автоматизированная доводка камеры сгорания ГТД с целью повышения ее надежности и экологичности

Одним из основных требований при доводке камер сгорания является обеспечение высокой эффективности, надежности ее работы и снижения выбросов NO_x.

В случае экспериментальной доводки эта работа потребовала бы больших затрат, как материальных, так и временных. Применение автоматизированной доводки на основе математического моделирования может значительно уменьшить объем этих работ.

Рассмотрим алгоритм проведения доводочных работ модели внутрикамерных процессов, описанной в работе [2]. В качестве примера использования на практике автоматизации доводки камеры сгорания рассмотрим модель камеры и алгоритм расчета отдельных ее параметров.

Исходный облик прототипа и распределение воздуха в нем представлены на рис. 4.1. Характерными геометрическими параметрами этой камеры являются следующие:

– относительная площадь фронтового устройства, ` F _фр = 0,106;

– высота и площадь миделевого сечения жаровой трубы, H _ж = 0,150 м, F _ж = 0,377 м соответственно;

– относительное распределение вторичного воздуха по длине жаровой трубы;

Режимные параметры:

– температура воздуха на входе в КС, Т _к^* = 610 К;

– давление воздуха на входе в КС, Р _к^* = 0,1 МПа;

– суммарный коэффициент избытка воздуха в КС a_к = 5,6;

– расход воздуха через КС G _к = 90 кг/с.

Теплофизические характеристики топлива (природного газа):

– теплотворная способность топлива, Hu = 50 000 кдж/кг;

– стехиометрический коэффициент, L ₀ = 16,8;

– химический состав топлива, СН₄ – метан.

В ходе автоматизированной доводки требуется получить оптимальное распределение воздуха по длине жаровой трубы, обеспечивающее высокую полноту сгорания, надежность работы КС при минимальных выбросах токсичных компонент.

1. На начальном этапе расчетов формируется облик КС, который может быть сформирован либо на основе среднестатистических данных и гидравлического расчета, либо на основе прототипа, включающий:

– конфигурацию наружной и внутренней оболочки жаровой трубы;

 

 

Облик и раскрытие камеры сгорания

 

Рис.4.1

 

– раскрытие фронтового устройства;

– распределение относительных площадей.

– размеры, количество, форма и расположение отверстий подвода вторичного воздуха определяются из рабочего чертежа.

 

2. Исходя из геометрии жаровой трубы и уравнений баланса воздуха, топлива и продуктов сгорания, приведенных в [2], определяется распределение местных составов смеси по остаточным значениям топлива и воздуха в каждом сечении:

a _i = G _{в i} /(G _{т i} L ₀).

3. Располагая исходными значениями температуры и воздуха на входе в расчетном сечении жаровой трубы, можно определить среднюю температуру газов в этом сечении:

,

где C _pг, C _pв– теплоемкость газа и воздуха в соответствующих сечениях; Т _г, Т _в– температура газа и воздуха; L _и– теплота парообразования; G _т– расход жидкого топлива; G _г, G _в– расходы газов и воздуха; H_u – теплотворная способность топлива; z – степень испарения жидкого топлива; h – полнота сгорания.

4. При определении местных значений составов смеси необходимо знать истинное количество вторичного воздуха, поступившего в зону горения. Для этого необходимо найти долю воздуха, смешавшегося с газовым потоком, с помощью коэффициентов смешения

.

Здесь , ;

I ₀– функция Бесселя нулевого порядка; А и В – константы, определяемые из экспериментальных данных, полученных при испытаниях КС прототипа;

;

h _i – глубина проникновения поперечной струи в поток на длине х.

5. При решении уравнения смешения для выходного сечения КС и дуги, расположенной по центрам горелок, т.е. при х = l _к, r = 0, получим зависимость для определения максимальной неравномерности поля температур на выходе:

,

где, z _зот – степень испарения топлива за время пребывания в ЗОТ; a_фр – состав смеси за фронтовым устройством; h _{0 i} – глубина проникновения струи в поток; F_m – площадь жаровой трубы в i -м сечении; d _{0 i} , n _{0 i} – диаметр и количество i -горяда отверстий; k – количество рядов отверстий; K=R²_зотW₀/(D_тl_к) – безразмерный комплекс.

Эмпирические коэффициенты A ₁ и A ₂ определяются по экспериментальным данным продувок КС-прототипов или же по испытаниям первых образцов вновь создаваемых КС. После определения постоянных коэффициентов можно выявить влияние тех или иных конструктивных параметров:` F_фр – степени раскрытия фронтового устройства; d_{0 i}, n_{0 i} – диаметра и количества отверстий; F_i, l_к – площади миделевого сечения и длины жаровой трубы, а также режимных параметров температуры – Т _г и скорости газа W _г, степени испарения топлива z, коэффициента избытка воздуха за фронтом a_фр и коэффициента турбулентной диффузии D _т.

6. Определение полноты сгорания. На основе рассмотрения поверхностной теории турбулентного сгорания осредненного "моля" смеси, в [3] получена зависимость для определения локальной полноты сгорания топлива на рассматриваемом участке

где w' – пульсационная скорость; w' = e w, e – степень турбулентности.

С помощью данной зависимости определяется полнота сгорания осредненного объема смеси с составом a _i за время пребывания на участке КС длиной D х со скоростью w и сгорающей с поверхности с турбулентной скоростью U _н0 = U _н + w'.

Нормальная скорость горения U _н определяется по параметрам смеси на входе в расчетный участок КС с помощью эмпирического уравнения

,

где U _н0 – нормальная скорость горения, определенная по многочисленным экспериментальным данным и обобщенная в виде зависимости U _н0 = f (a) или же рассчитанная по формуле Я.Б.Зельдовича.

Параметры турбулентности, входящие в расчетные зависимости, можно оценить по эмпирическим уравнениям, имеющимся в литературе и рассмотренным ранее. В приближенных расчетах можно принять, что
e = 0,5, l ~ R _к.

Полученное значение локальной полноты сгорания, Dh _i характеризует полноту сгорания по отношению к топливу на входе в рассматриваемую зону горения. Суммирование всех полнот сгорания до расчетного сечения позволяет получить изменение абсолютного значения полноты сгорания по длине жаровой трубы h _i.

7. Определение эмиссии токсичных веществ. Основной расчетной зависимостью при определении образования NO_x является уравнение Я.Б.Зельдовича:

,

где O₂, N₂, NO – мгновенные концентрации компонентов газовой смеси;
t – время; Т _г – температура в зоне реакции.

Мгновенные значения концентраций O₂, N₂ и T _г определяются по известным методам расчета состава термодинамически равновесных продуктов сгорания.

Расчеты с помощью данного дифференциального уравнения позволяют определить выделение NO_x в послепламенной зоне в результате цепной неразветвленной реакции азота и свободного кислорода воздуха. В то же время из многочисленных исследований следует, что в некоторых случаях большой вклад (до 20–30 %) вносит выделение NO_x во фронте пламени, которое иногда называют "быстрым" NO_x.

Расчеты NO_xбыстр. в настоящее время представляют определенные трудности, связанные с недостаточной изученностью процессов реагирования во фронте пламени. Обычно для определения NO_xбыстр. прибегают к эмпирическим зависимостям. При качественной оценке уровня выделения NO_x можно ограничиться использованием кинетического уравнения для расчета NO_x в послепламенной зоне.

Как следует из приведенного алгоритма расчета, с его помощью можно определить влияние тех или иных параметров на протекание основных характеристик.

Автоматизированная доводка заключается в том, что в КС вносятся изменения, с целью получения требуемых значений параметров, затем проводятся расчеты, позволяющие определить новые характеристики КС. На основе полученных данных корректируется облик КС, создается экспериментальный образец и проводятся испытания.

Результаты испытаний сравниваются с требуемыми по техническому заданию. В случае несоответствия полученных характеристик условиям ТЗ проводятся повторные расчеты путем внесения дополнительных изменений в конфигурацию жаровой трубы до тех пор, пока не будет достигнуто их соответствие условиям технического задания.

По достижении соответствия экспериментальных и расчетных данных условиям технического задания выполняется схемный чертеж КС.

8. Результаты расчетов характеристик КС. Приведенная схема автоматизированной доводки была применена при разработке камеры сгорания одного из отечественных двигателей. Как было сказано ранее, целью проведения расчетов с помощью приведенных моделей является снижение эмиссии NO_x и повышение надежности КС.

Предварительный анализ рабочего процесса в КС показал, что для снижения выделения NO_x необходимо снизить температуру газа в зоне горения путем перераспределения вторичного воздуха.

Исходя из этого были внесены соответствующие изменения в распределение вторичного воздуха путем закрытия патрубков смесителей (карманов) и перераспределения этой площади подвода на два пояса отверстий:

– подвод воздуха через пояс 70 отверстий Æ0,0015 м на расстоянии 0,223 м от фронта;

– подвод воздуха через пояс 70 отверстий Æ0,0015 м на расстоянии 0,420 м от фронта.

Расчеты характеристик, проведенные для этих вариантов конфигурации жаровой трубы, показали, что можно добиться существенного изменения характеристик путем перераспределения вторичного воздуха.

На рис. 4.2, а, б, в приведены графики изменения температуры газа, полноты сгорания и выделения NO_x.

Из анализа полученных кривых следует, что перераспределение вторичного воздуха приводит к снижению температуры газа в зоне горения в результате дополнительного подвода воздуха в зону горения.

В то же время, как следует из приведенных графиков, полнота сгорания снижается незначительно по сравнению с исходным вариантом. Снижение температуры газа в зоне горения позволяет уменьшить уровень выделения NO_x c 0,02 до 0,01% объема.

Другой, не менее важной характеристикой является градиент температуры газа по длине жаровой трубы, который, в конечном итоге, определяет температурные напряжения стенок. Перераспределение воздуха снижает общий уровень температурного напряжения, поэтому можно ожидать повышения надежности работы КС.

Из приведенных результатов следует, что предложенная система автоматизированной доводки позволяет значительно сократить объем дорогостоящих экспериментальных исследований, возникающих при создании КС.

 

а	б

в

Рис. 4.2. Распределение параметров по тракту КС, a_к=5,6; Т _к^*=610 К; Р _к^*=1,0 МПа: а – температуры газа; б – полноты сгорания; в – концентрации NO_x

 

В табл. 4.1 приведены наиболее возможные пути достижения требуемых характеристик КС при их создании и доводке. Руководствуясь данными этой таблицы, можно наметить действия наиболее эффективного решения проблем, связанных с необходимостью улучшения экологических характеристик КС. Наряду с этим важное место занимают также проблемы повышения ресурса КС, которые можно рассматривать на основе вероятностно-статистической теории надежности.

 

Таблица 4.1

Возможные отклонения от расчетных режимов горения
и рекомендации по их устранению

Режимные параметры	Негативные характеристики	Эмиссия загрязняющих веществ	Методы снижения выбросов	Конструктивные мероприятия
Режим "малый газ"	Замораживание химических реакций, плохие устойчивость горения, распыл и распределение топлива, низкая полнота сгорания	Окись углерода, несгоревшие углеводороды	Увеличение времени пребывания, снижение скорости потока обогащения смеси в первичной зоне, улучшение распыливания	Регулирование распределения воздуха по длине жаровой трубы; применение ТВФ
Взлетный режим	Чрезмерно высокая температура пламени, наличие переобогащенных зон	Окислы азота, дымление	Уменьшение времени пребывания, интенсификации перемешивания, обеднение смеси и улучшение распыливания	Организация предварительного испарения и смешения топлива с воздухом. Организация стадийного горения.

 

5. ФОРМИРОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНОГО ОБЛИКА КАМЕРЫ СГОРАНИЯ

Облик камеры сгорания формируется на основе результатов проектировочного расчета, представленных в виде комплекса безразмерных соотношений и характеризующих основные размеры диффузора, жаровой трубы и наружного кожуха.

Располагая этими соотношениями, с помощью программы КАМЕРА формируют конструктивный облик камеры сгорания. Для этого следует использовать рекомендации, изложенные в гл.4, а также руководствоваться наиболее приемлемыми с точки зрения приближенными к реальным конструкциям соотношениями, приведенными ниже.

Диффузор камеры сгорания характеризуется:

– относительной длиной безотрывной части диффузора l _д=2,5;

– степенью раскрытия диффузора на безотрывном участке n _д=1,5;

– средним диаметром на выходе из безотрывного участка диффузора d _д;

– относительной площадью внезапного расширения k_p=1,15…1,25.

Проточная часть камеры характеризуется:

– площадью миделевого сечения F_m;

– высотой (диаметром) жаровой трубы H _ж D _ж;

– относительной площадью жаровой трубы k _опт;

– относительной длиной жаровой трубы ` L _ж= L _ж/ H _ж;

– относительной длиной смесителя ` L _см= L _см/ H _ж;

– относительными площадями (раскрытием) в характерных сечениях жаровой трубы ` F <sub>фр</sub>,` F _озг, ` F _озс;

– относительным диаметром отверстий, d _озг, d _озс ;

– относительным шагом расположения форсунок (жаровой трубы) `t<sub>ф</sub>,`t_ж.

Следует отметить, что данный облик камеры сгорания построен на основании гидравлического расчета и опытных данных, накопленных в процессе длительных конструктивно-доводочных работ. Дальнейшим этапом проектирования, как правило, является «обрастание» полученного облика конструктивными элементами.

Для проверки соответствия характеристик камеры ТЗ необходимо провести проверочный расчет, в основе которого лежит определение основных характеристик.

При формировании облика камеры используются статистические данные, полученные на основании опыта предыдущих исследований и проектирования камер сгорания.

Опыт проектирования камер сгорания показывает, что нужно задать следующие значения основных геометрических параметров камеры сгорания, необходимые для создания облика камеры:

– диаметр форсунки, м 0,015…0,020

– диаметр сопла форсунки, м 0,0010…0,03

– относительный шаг форсунок на среднем диаметре камеры 0,1…0,5

– относительная длина безотрывной части диффузора 1,2…1,5

– относительная длина отрывной части диффузора 1,0…1,5

– относительная длина зоны разбавления 1,0…1,2

– относительная площадь внезапного расширения 1,10…1,20

– относительная площадь жаровой трубы 0,6…0,8.

 

Рис. 5.1. Формирование конструктивного облика камеры сгорания.

 

 

5.1. Пример расчета кольцевой камеры сгорания на взлетном режиме.

 

Исходные данные, полученные из термодинамического расчета двигателя: P^*_к =1179423 Па; Т^*_к =627 K; G_г =80.17 кг/с; Т^*_г =1200 К.