Основные характеристики камер сгорания

 

Согласно показателям качества работы камеры сгорания и основным требованиям, предъявляемым к ней, различают характеристики ее эффективности, надежности и экологичности. Первыми называют зависимости критериев эффективности (η г, σ к.с) от параметров, определяющих режим работы. К характеристикам надежности камеры сгорания относятся ее срывные и пусковые характеристики, а также окружная и радиальная неравномерность температурного поля в выходном сечении. Экологические характеристики камеры сгорания излагаются в [42].

Указанные характеристики тесно связаны. Например, снижение эффективности работы камеры сгорания (уменьшение η г) сопровождается увеличением вредных выбросов и заканчивается срывом пламени. Снижение полноты сгорания свидетельствует об отклонении режима работы от оптимального и накладывает свой отпечаток практически на все другие характеристики камеры. С нее и начнем анализ характеристик камеры сгорания. Подчеркнем, что приведенные здесь характеристики получают в настоящее время для каждой конкретной конструкции, как правило, экспериментально [2, 11, 27]. Современные математические модели пока не обеспечивают требуемой точности их расчета.

4.5.1. Зависимость коэффициента полноты сгорания топлива
от параметров режима

 

Рис. 4.15. Зависимости η гот состава смеси при Т **к= 900 (------) и 700 К (---) и р *к = 200 кПа

Влияние состава топливовоздушной смеси α на величину коэффициента η гпоказано на рис. 4.15, из которого следует, что при Т *к = 900 К и р *к = 200 кПа практически максимальное значение η г обеспечивается в широком диапазоне величин α, прилегающих к расчетному значению α p = 3,5. В расчетных условиях (в качестве которых при проектировании камеры сгорания принимают обычно параметры крейсерского режима длительной работы) в зоне горения обеспечивается высокое качество подготовки топливовоздушной смеси и ее оптимальный состав α з.г ≈ 1,3... 1,5. Благодаря этому процесс сгорания смеси практически полностью завершается в этой зоне и обеспечивается высокий коэффициент полноты сгорания η г = 0,98... 0,995.

При значительном отклонении α от α ркоэффициент η гуменьшается, особенно при α < 2. При снижении коэффициента α (увеличении относительного расхода топлива q т) смесь в зоне горения становится переобогащенной топливом – богатой (α з.г < 1). Поэтому из-за недостатка кислорода она не может полностью сгореть в этой зоне и выносится в зону смешения. Там она охлаждается из-за интенсивного подвода воздуха "смешения", и горение становится невозможным вследствие резкого снижения температуры. Происходит, как говорят специалисты, "замораживание" химических реакций и продуктов неполного сгорания. В результате величина η гснижается. Еще большее снижение a уменьшает температуру продуктов сгорания в зоне обратных токов до такой степени, что часть топлива не успевает испариться, условия воспламенения ухудшаются, фронт пламени смещается по потоку к "корме" зоны обратных токов, и при некотором минимальном коэффициенте α minпроисходит срыв пламени.

При значительном увеличении коэффициента избытка воздуха a > a р (уменьшении q т) топливовоздушная смесь в зоне горения обедняется (α з.г >> 1,5). Температура продуктов сгорания в этом случае, как и в предыдущем, уменьшается согласно рис. 4.1. Вследствие этого снижается скорость как химических реакций, так и процесса в целом. Смесь, как и в предыдущем случае, не успевает прореагировать в зоне горения и выносится в зону смешения, где еще более охлаждается, и горение прекращается. В результате полнота сгорания ухудшается – коэффициент h г снижается. Количество теплоты, которое подводится к смеси от зоны обратных токов при достижении некоторого максимального значения a max, оказывается недостаточно для ее воспламенения. Происходит бедный срыв пламени.

Зависимости коэффициента полноты сгорания от давления p *к, температуры Т *к и скорости воздушного потока на входе в камеру сгорания приведены на рис. 4.16. Из них следует, что полнота сгорания топлива сохраняется постоянной только при p *к > 150... 200 кПа и Т *к > 900 К. При снижении этих величин ниже указанных значений полнота сгорания ухудшается, что объясняется следующим.

Давление p *к непосредственно влияет на качество распыливания топлива, поскольку распыл зависит от сопротивления среды, в которую оно впрыскивается. Распыливание ухудшается при снижении p *к еще и вследствие соответствующего уменьшения расхода топлива (гл. 12) и, следовательно, давления его подачи, пропорционально которому изменяется скорость истечения из одноканальной форсунки (с постоянной площадью выходного сечения). Задача увеличения скорости истечения и улучшения качества распыла топлива частично решается путем применения двухканальной

в)

б)

а)

 

Рис. 4.16. Зависимости величины η г от давления p *к (а),

температуры T *к (б) и скорости с к (в) воздушного потока

На входе в камеру сгорания

 

форсунки: при малых G т один из каналов автоматически отключается, площадь выходного сечения уменьшается, а скорость, соответственно, увеличивается. Тем не менее качество распыла топлива при малых G т всегда ухудшается.

При снижении p *к ниже определенного значения средний диаметр капель топлива возрастает до такой величины, что часть топлива не успевает испариться и сгореть. В результате температура газа в зоне горения уменьшается.

Кроме того, при снижении давления p *к уменьшаются скорости химических реакций, которые снижаются также вследствие уменьшения температуры в зоне горения. Наконец, вследствие снижения плотности газа уменьшается число Рейнольдса, что ведет к снижению интенсивности турбулентности, ухудшению процессов массотеплообмена в зоне горения.

От величины давления p *к, следовательно, зависит целый ряд факторов, влияющих на рабочий процесс в камере сгорания. И приp *к £ (100 … 150) кПа все они оказывают на этот процесс негативное влияние: коэффициент h г уменьшается тем значительнее, чем ниже величина p *к (см. рис. 4.16, а).

С уменьшением p *к снижается и количество тепла, которое передается из зоны обратных токов свежей топливовоздушной смеси. В конечном счете его оказывается недостаточно для ее воспламенения – происходит срыв пламени.

Температура Т *к оказывает непосредственное и наиболее существенное влияние на скорости химических реакций сгорания топлива. При снижении величины Т *к ухудшается, кроме того, процесс испарения топлива, а следовательно и качество топливовоздушной смеси. Поэтому чем ниже температура Т *к, тем все большая часть топлива не успевает сгореть – полнота сгорания уменьшается, и все меньше тепла передается из зоны обратных токов для воспламенения свежей смеси. Все это приводит к тому, что при некоторой температуре Т *к min происходит срыв пламени.

С увеличением скорости потока воздуха на входе в камеру сгорания c к повышается турбулентность потока, что оказывает положительное влияние на распыливание топлива, его испарение и воспламенение, а следовательно на интенсивность процесса сгорания и его полноту. Одновременно уменьшается время пребывания топливовоздушной смеси в зоне высоких температур, что оказывает негативное влияние на полноту сгорания. Противоположное влияние двух факторов приводит к наличию максимума коэффициента полноты сгорания по скорости потока: при низких c к преобладающее влияние оказывает первый фактор, а при высоких – второй (рис. 4.16, в). Достижение скорости c к max, при которой время пребывания меньше времени сгорания, ведет к срыву пламени.

В настоящее время разрабатываются обобщенные характеристики камеры сгорания, в том числе обобщенные зависимости для коэффициента η г [28, 35]. Их рассмотрение, однако, выходит за рамки "Основ теории".

 

4.5.2. Потери полного давления
в основной и форсажной камерах сгорания ГТД

 

Потери полного давления в основной камере сгорания, как уже отмечалось в разд. 4.1.2, оцениваются (4.5) с помощью коэффициента восстановления полного давления s _к.с = р *г / р *к =1 – D р *к.с / р *к. Давление снижается (р *к – p *г) = D р *к.свследствие гидравлического сопротивления камеры сгорания и тепловых потерь полного давления, обусловленных подводом тепла.

Гидравлические и тепловые потери целесообразно для простоты рассматривать отдельно. Такой подход оправдывается тем, что большая доля первых приходится на диффузор и фронтовое устройство, т.е. на элементы, расположенные до зоны тепловыделения. Камера сгорания, таким образом, условно представляется в виде двух последовательных участков: "гидравлического" (от сечения К на выходе из компрессора до сечения X на выходе из диффузора) и "теплового" (от сечения X до сечения Г на входе в турбину). Коэффициенты восстановления полного давления на этих участках обозначим соответственно:

 

s гидр = р *х / р *к = 1 – D р *гидр / р *к;

 

s теп = р *г / р *х = 1 – D р *теп / р *х.

Тогда s к.с = s гидр s теп. (4.14)

 

Гидравлические потери являются следствием вязкости газа и гидравлического сопротивления камеры сгорания. Величина последнего определяется сложностью движения воздуха и газа в проточной части камеры, которое начинается с диффузорного канала и далее сопровождается внезапными расширениями потока, прохождением через различные отверстия и завихрители, поворотами и разделениями потока, обтеканием элементов конструкции, таких, как топливные форсунки, пламеперебрасывающие патрубки, узлы крепления и т.д.

Для выполненной камеры сгорания величина Δ p *гидр определяется путем холодной продувки камеры в процессе ее специальных испытаний вне двигателя. По результатам испытания находится коэффициент гидравлического сопротивления

 

x = D р *гидр /, (4.15)

 

который представляет собой величину потерь в долях от скоростного напора на входе (в сечении К). Коэффициент xхарактеризует особенности конструкции камеры сгорания.

Для вновь проектируемой камеры сгорания величина Δ p *гидр может быть определена с достаточной точностью путем гидравлического расчета всех элементов конструкции. По результатам такого расчета также определяется коэффициент x, приведенный к скоростному напору в сечении К. Однако во многих случаях величина x принимается по прототипу как характеризующая конструкцию; тогда Δ p *гидр вычисляется по формуле (4.15).

Если скоростной напор в сечении К выразить через приведенную скорость потока l к и полное давление р *к,то получим

 

s _гидр = 1 – = 1 – x e (l к) l 2к. (4.16)

 

Из последнего соотношения следует, что величина s гидр при заданном постоянном значении коэффициента x однозначно определяется приведенной скоростью в сечении за компрессором l к (рис. 4.17). При увеличении l к от 0,25 до 0, 35 потери полного давления повышаются вдвое (от 3 до 6 % при x = 0,9). Примерно в таком диапазоне изменяются гидравлические потери в основных камерах сгорания ГТД.

Формула (4.16) справедлива и для форсажных камер. Различие только в том, что в качестве сечения на входе в диффузор форсажной камеры следует брать сечение Т (за турбиной) в системе ТРДФ и сечение СМ (на выходе из камеры смешения) в системе ТРДДФсм. Величины l т и l см обычно больше l к. Коэффициент x ф.к заметно меньше величины x. Однако приведенная скорость оказывает преобладающее влияние и поэтому гидравлические потери в форсажной камере на 2 … 3 % больше, чем в основной.

Рис. 4.17. Зависимости величины s гидр от приведенной скорости l к и коэффициента x

Тепловые потери. При подводе тепла к движущемуся потоку полное давление газа уменьшается – имеют место специфические потери, которые называют тепловыми. Они являются следствием автотурбулизации потока во фронте пламени (и далее по течению) и увеличения вязкого трения газа, что приводит к повышению затрат на преодоление сопротивления. Последнее связано также с уменьшением плотности газа и соответствующим увеличением его скорости.

Задача определения тепловых потерь решена в газовой динамике для случая течения потока в цилиндрической трубе [1]. Форсажные камеры обычно выполняются цилиндрическими в отличие от основных камер сгорания. Поэтому характеризующую тепловые потери величину σ теп= p *ф / p *х целесообразно определить именно для форсажной камеры как отношение давлений на выходе из цилиндрической части камеры и на входе в нее (обозначение сечений см., например, на рисунках 1.11 и 1.12, гл.1). При этом изменением свойств газа и его массы, а также гидравлическими потерями между сечениями X и Ф пренебрегаем. При принятых допущениях величину σ теп можно определить из условия сохранения массы и полного импульса потока в сечениях Х и Ф. (Напомним, что полным импульсом потока в данном сечении называют сумму динамического и статического импульсов Ф i = G i c i + p i F i.)

Уравнение равенства полных импульсов Ф ф = Ф хпредставим в следующем виде:

 

p *ф F ф f (l ф) = p *х F х f (l х),

 

где f (l i) = (l 2i + 1) (1 – l 2i) – газодинамическая функция.

Откуда s теп= =. (4.17)

 

Из (4.17)) следует, что при заданной приведенной скорости в сечении Х величина σ теп однозначно определяется значением приведенной скорости на выходе из форсажной камеры и при ее увеличении снижается. А значение λ фпри тех же условиях определяется степенью подогрева газа Т *ф / Т *х. Это становится очевидным, если полный импульс выразить через массу рабочего тела и удельный импульс [1] и уравнение равенства полных импульсов представить в таком виде:

 

G ф а кр.ф z (l ф) = G х а кр.х z (l х),

 

тогда z (l ф) =. (4.18)

 

Здесь z (l _i) = l _i + 1 / l _i – газодинамическая функция, которая называется удельным импульсом.

Величина σ теп = f (λ х и Т *ф / Т *х) представлена на рис. 4.18. Из него видно, что тепловые потери полного давления, как и гидравлические, увеличиваются (величина σ теп снижается) с повышением λ х, и тем значительнее, чем больше степень подогрева газа в форсажной камере. Степень подогрева на режиме полного форсажа Т *ф / Т *х = 2...2,5 (в отдельных случаях может достигать и 3), а приведенная скорость изменяется обычно в пределах λ х = 0,18 … 0,25. Поэтому на современных форсажных камерах потери полного давления, обусловленные подводом тепла, лежат в пределах 3 … 6 % (σ теп = 0,97 … 0,94).

Сделанные выводы о потерях полного давления в процессе подвода тепла относятся и к основным камерам сгорания. Различие в том, что приведенная скорость в начале жаровой трубы этих камер заметно меньше, чем в форсажных камерах. И поэтому потери давления в них на 1 … 2 % меньше (σ теп = 0,99 … 0,97).

Суммарные потери полного давления в основных и форсажных камерах сгорания ГТД. На основании вышеизложенного можно заключить, что коэффициент восстановления полного давления основных камер сгорания большинства современных ГТД должен находиться в пределах σ к.с = 0,94 … 0,96.

В гл.10 показано, что с увеличением режима работы двигателя и соответственно степени подогрева газа Т *г / Т *к приведенная скорость за компрессором снижается и два фактора (Т *г / Т *к и λ к) оказывают на коэффициент σ к.с противоположное влияние. Поэтому величина σ к.с в типичных условиях работы газотурбинного двигателя большой и средней размерности изменяется несущественно и при расчете высотно-скоростных характеристик принимается обычно постоянной (в математических моделях первого уровня).

Двигатели с форсажными камерами, как показано в гл. 14, регулируются в большинстве случаев таким образом (путем изменения площади критического сечения сопла), что с изменением степени подогрева Т *ф / Т *х приведенная скорость на входе в камеру сгорания сохраняется неизменной. Поэтому при расчете характеристик таких двигателей обычно принимают s гидр = const, а величину σ теп рассчитывают по формулам 4.17 и 4.18, как указано выше.

 

Срывные характеристики

 

В разд. 4.5.1 показано, что существенное отклонение коэффициента избытка воздуха от расчетного значения ведет к значительному снижению полноты сгорания и заканчивается срывом пламени как при высоких α (α max – бедный срыв), так и при низких α (α min – богатый срыв). Значительное снижение давления р *к (увеличение высоты полета), температуры Т * к или увеличение (уменьшение) скорости с к на входе в камеру сгорания, сопровождающиеся соответствующим снижением коэффициента η г, также заканчиваются срывом пламени. Из проведенного анализа следует вполне очевидный вывод: интенсивное, с высокой полнотой, сгорание топлива является одновременно и устойчивым, а плохое, неполное сгорание (η г < 0,7 … 0,75) ведет к срыву пламени. Проведенный анализ влияния параметров режима на полноту сгорания топлива является в определенной степени и анализом срывных характеристик камеры сгорания.

Влияние параметров режима на диапазон устойчивой работы модельной камеры сгорания, работающей на предварительно подготовленной (гомогенной) однородной смеси, показано на рис. 4.19 [2].

Рис. 4.19. Срывные характеристики модели камеры сгорания, работающей на гомогенной смеси: 1 – р *к = 100 кПа, Т *к = 473 К; 2 – р *к = 100 кПа, Т *к = 305 К; 3 – р *к = 33,7 кПа, Т *к = 305 К; – – –– богатый срыв; –––– – бедный срыв	Рис. 4.20. Влияние насрывные характеристики камер сгорания ГТД (α max) свойств смеси: 1 – гомогенная однородная; 2 – двухфазная; 3 – гомогенная неоднородная

 

Срывные характеристики параметрами режима определяется неоднозначно. Не в меньшей степени они зависят от свойств топливовоздушной смеси, в том числе от степени ее неоднородности по местным a i и от наличия в ней капель и их размеров. Как следует из рис. 4.20, переход от однородной гомогенной смеси 1 к умеренно неоднородной 3, а также к гетерогенной смеси 2 приводит к весьма значительному расширению диапазона устойчивой работы. Это объясняется наличием в неоднородной смеси большого числа местных околостехиометрических очагов пламени, а также, как уже отмечалось, горением топливных паров вблизи капель в двухфазной смеси. Температура продуктов сгорания в таких очагах пламени выше, что интенсифицирует все процессы в камере сгорания и приводит к увеличению скорости турбулентного распространения пламени. (Сужение диапазона устойчивого горения двухфазной смеси при низких с к связано с ухудшением качества распыливания.)

Подчеркнем, что срыв пламени происходит на таком режиме работы камеры сгорания (при таком сочетании параметров режима α, р *к, Т *к, с к), когда свежая топливовоздушная смесь, образующаяся в слое смешения над зоной обратных токов, не успевает прогреться до температуры самовоспламенения, т.е. количество тепла, которое поступает из зоны обратных токов Q з.о.т, оказывается меньше тепла Q потр, потребного для нагрева и воспламенения топливовоздушной смеси. Например, при снижении α, р *к или Т *к величины Q з.о.т и Q потр изменяются в противоположные стороны: Q з.о.т уменьшается вследствие снижения температуры газа в зоне обратных токов, а Q потр увеличивается из-за снижения качества смеси. Разность (Q з.о.т – Q потр) уменьшается, топливовоздушная смесь прогревается дольше, фронт пламени смещается по потоку к "кормовой" части зоны обратных токов. Равенство Q з.о.т = Q потр характеризует работу камеры сгорания на границе срыва, а при Q з.о.т < Q потр происходит срыв пламени.

Итак, чем больше разность (Q з.о.т – Q пот), тем устойчивее процесс горения: быстрее прогревается топливовоздушная смесь, фронт пламени распологается ближе к форсункам. Диапазон устойчивой работы камеры сгорания можно расширить путем увеличения при прочих равных условиях количества тепла Q з.о.т, поступающего из зоны обратных токов к свежим порциям топливовоздушной смеси. Величина Q з.о.т зависит от размеров зоны циркуляции и от интенсивности процессов перемешивания, которые определяются конструкцией фронтового устройства, в частности размерами лопаточных завихрителей и распределением расхода воздуха по длине камеры сгорания, а также от оптимального распределения расхода топлива над зоной обратных токов. Поэтому специфика камеры сгорания отражается в ее срывной характеристике.

Заметим в заключение, что по мере развития двигателей диапазон устойчивой работы камеры сгорания уменьшается вследствие снижения границы бедного срыва пламени. Коэффициент a max снизился от 50... 100 на двигателях второго-третьего поколений до уровня ~ 10... 20 на современных высокотемпературных двигателях [21, 42]. Снижение a max является следствием двух основных тенденций: увеличения температуры Т *г (снижение α) и увеличения доли топлива, сжигаемого в первичной зоне горения. Поскольку смесь в первичной зоне богатая то увеличение доли сжигаемого топлива возможно только за счет увеличения расхода воздуха через эту зону, т.е. забеднения смеси (увеличение a з.г.п). Величинами a и a з.г.п, как отмечалось в разд. 4.3.3, практически однозначно определяется относительный расход воздуха в первичной зоне горения `G в з.г.п = a з.г.п / a, который, следовательно, увеличивается от поколения к поколению. С другой стороны, для выполненной камеры сгорания относительный расход `G в з.г.п сохраняется примерно постоянным на всех режимах работы, в том числе на границе бедного срыва. Тогда можно записать

 

a max» a з.г.п max / `G в з.г.п. (4.19)

Величина a з.г.п max зависит в общем случае от свойств смеси. Однако при прочих равных условиях ее допустимо считать примерно постоянной и, следовательно, коэффициент amax изменяется обратно пропорционально изменению величины`G в з.г.п. Его снижение, таким образом, обусловлено основными тенденциями авиационного двигателестроения.

Пусковые характеристики камеры сгорания изложены в [42].