Камеры сгорания газотурбинных двигателей - Пчелкин Ю.М.

Author: Пчелкин Ю.М.
Tags: тепловые двигатели (кроме паровых машин и паровых турбин) теплоэнергетика теплотехника машиностроение турбины камеры сгорания
Year: 1984
Similar
Установки газотурбинные и парогазовые. Расчет и проектирование камер сгорания. РТМ 108.022.11-83
Камеры сгорания стационарных газотурбинных и парогазовых установок. Расчет и проектирование
Расчет теплового состояния камеры жидкостного ракетного двигателя
Проектный расчет камеры сгорания авиационного ГТД
Text
                    ДЛЯ ВУЗОВ
Ю.М.Пчелкин
КАМЕРЫ
СГОРАНИЯ
ГАЗОТУРБИННЫХ
ДВИГАТЕЛЕЙ
«МАШИНОСТРОЕНИЕ »

L
ДЛЯ ВУЗОВ
Ю.М.Пчежин
КАМЕРЫ
СГОРАНИЯ
ГАЗОТУРБИННЫХ
ДВИГАТЕЛЕЙ
ТРЕТЬЕ ИЗДАНИЕ, ПЕРЕРАБОТАННОЕ
И ДОПОЛНЕННОЕ
Допущено Министерством высшего и среднего
специального образования СССР
в качестве учебника для студентов вузов,
обучающихся по специальности ”Турбинастроение”
МОСКВА
МАШИНОСТРОЕНИЕ
1984
ББК 31.365
П92
УДК 621.452.3 : 621.43.056 (0.75.8)
Рецензент: кафедра «Транспортные газотурбинные двигатели»
Московского автомеханического института
Пчелкин Ю. М.
П92 Камеры сгорания газотурбинных двигателей: Учебник для
студентов вузов, обучающихся по специальности «Турбинострое-
ние». — 3-е изд., перераб. и доп. — М.: Машиностроение,
1984 — 280 с., ил.
В пер.: 1 р. 10 к.
Рассмотрены характеристики и свойства топлив, основы теории горения, изло-
жены особенности рабочего процесса, принципы и методики расчета и конструирова-
ния камер сгорания, их основные параметры, характеристики и конструкции, вопросы
моделирования.
Третье издание дополнено материалами по теории горения, токсичности топлив
и продуктов их сгорания, перспективным способам организации рабочего процесса
камер, их проектированию.
2303020200-031 nQ1 о.	ББК 31.365
П 038(01)-84	03 ‘84	6П2.24
Юрий Михайлович Пчелкин
КАМЕРЫ СГОРАНИЯ ГАЗОТУРБИННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
Редакторы: 3. М. Рябкова, Е. В. Радовская
Художественный редактор С. С. Водчиц
Переплет художника А. Н. Ковалева
Технический редактор В. И. Орешкина
Корректоры А. М. Усачева и А. П. Сизова
ИБ № 4054
Сдано в набор 20.03.84. Подписано в печать 11.07.84. Т-161С8. Формат 60х90’/ю.
Бумага типографская № 1. Гарнитура литературная. Печать высокая.
Усл. печ. л. 17,5. Усл. кр.-отт. 17,5. Уч.-изд. л. 20,8.
Тираж 4270 экз. Заказ 79 Цена 1 р. 10 к.
Ордена Трудового Красного Знамени издательство «Машиностроение»,
107076, Москва, Стромынский пер., 4
Ленинградская типография № 6 ордена Трудового Красного Знамени
Ленинградского объединения «Техническая книга» им. Евгении Соколовой
Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
193144, г. Ленинград, ул. Моисеенко, 10.
© Издательство «Машиностроение», 1973 г.
© Издательство «Машиностроение», 1984 г.,
с изменениями
ПРЕДИСЛОВИЕ
Газотурбинные двигатели (ГТД), стационарные газотурбинные
установки (ГТУ) используются в различных отраслях народного
хозяйства. В авиации ГТД — основные двигатели, позволяющие
высокоэкономично получать большую мощность (силу тяги) при отно-
сительно небольших их размерах и массе и высокие летно-техни-
ческие качества самолета. На газоперекачивающих станциях маги-
стральных газопроводов установлены газотурбинные агрегаты, имею-
щие в качестве приводимой машины нагнетатели. В энергетике,
водном и наземном транспорте, в нефтехимической промышленности
ГТД и ГТУ применяются также достаточно широко.
В «Основных направлениях экономического и социального раз-
вития СССР на 1981 —1985 годы и на период до 1990 года» подчерки-
вается необходимость улучшения использования топливно-энерге-
тических ресурсов, сокращения потребления нефти и нефтепродук-
тов в качестве котельно-печного топлива. Газотурбинный двигатель
может работать на любом, в том числе твердом, топливе. Совершенно
очевидна целесообразность сжигания в камерах сгорания ГТД
тяжелых жидких, твердых и различных искусственных топлив из
углей, сланцев, торфа, спиртов (метанола), водорода, технологи-
ческих отходов других производств (доменною, коксования углей)
и др. Опыт успешного сжигания в ГТД таких топлив уже имеется.
При этом очень важно, что ГТД по сравнению с другими энергети-
ческими установками характеризуется наименьшей токсичностью
отработавших газов.
Камера сгорания — один из основных узлов ГТД, ее назначе-
ние—сжигание топлива и получение высоконагретого рабочего тела.
Надежность пуска и работы камеры сгорания, ее экономичность и
долговечность определяют аналогичные показатели ГТД. Организа-
ция рабочего процесса в камере сгорания ГТД существенно отли-
чается от организации рабочего процесса других топливосжигающих
устройств. Так, например, тепловые нагрузки рабочего объема
камеры в авиационных ГТД солее 7 МДж/(м3-ч-Па), тогда как
в топке котла паровых установок они обычно в 100—200 раз меньше.
В отличие от процесса сгорания в камерах поршневых двигателей
процесс горения в камерах сгорания ГТД протекает непрерывно
в потоке воздуха, движущемся с большими скоростям^. *
Горение топлива является основой рабочего процесса камеры
сгорания: химическая реакция, сложный теплообмен, диффузия,
турбулентное перемешивание топливовоздушных и газовых потоков,
1*	3
испарение, газификация и др. В связи с трудностями строго теоре-
тического анализа даже некоторых элементов рабочего процесса,
например смешения сложных потоков различных температур, движе-
ния частичек топлива при их выгорании, выхода токсичных про-
дуктов, в настоящее время еще не созданы надежные методы анали-
тического расчета камер сгорания. Их проектирование пока в зна-
чительной степени связано с использованием опыта создания дей-
ствующих образцов й специальных исследований. Успехи теорети-
ческих и практических исследований за последние годы позволяют
расчетным путем находить размеры и некоторые параметры, опреде-
ляющие рабочий процесс и конструкцию камеры сгорания ГТД.
В создании теории горения, исследовании рабочего процесса
реальных конструкций камер сгорания велика роль отечественных
ученых: Н. Н. Семенова, Я. Б. Зельдовича, Д. А. Франк-Каме-
нецкого, А. С. Предводителева, Л. Н. Хитрина, Б. В. Канторо-
вича, А. Г. Прудникова, Л. А. Вулиса, Г. Н. Абрамовича,
Е. С. Щетинкова, Б. П. Лебедева, Г. Ф. Кнорре, Д. Н. Выру-
бова, Б. В. Раушенбаха и др. Развитие теории и достижения в созда-
нии двигателей в значительной мере определяются результатами
работ и исследований, проведенных коллективами отечественных
научно-исследовательских институтов, турбостроительных заводов
и вузов.
ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
а — молярная концентрация, моль/м8;
А — геометрическая характеристика центробежной форсунки;
ср — удельная теплоемкость при постоянном давлении, кДж/(кг-К);
ft, — удельная теплоемкость при постоянном объеме, кДж/(кг-К);
D — коэффициент диффузии, м2/с;
d — диаметр, м;
Е — энергия;
F — площадь сечения, м2;
G — массовый расход, кг/с;
g — относительный расход;
Н — теплонапряженность рабочего объема камеры сгорания, кДж/(м3-ч-Па);
h — глубина проникновения струй воздуха в поток газов, м;
i— порядок химической реакции;
k — константа скорости химической реакции;
L — длина, м;
Lo — количество воздуха, теоретически необходимого для сгорания единицы
топлива, кг/кг (кг/м3);
I — длина, м;
М — число Маха;
т — молярная концентрация продукта реакции, моль/м3;
N — продукт реакции;
р — давление, Па;
Q — количество теплоты, кДж/кг;
QP — низшая теплота сгорания рабочей массы топлива, кДж/кг;
q — удельное количество теплоты, кДж/кг;
R — газовая постоянная, Дж/(кг-К);
— универсальная газовая постоянная, Дж/(моль-К);
г — длина цепи при течении цепной химической реакции;
S — площадь, ма;
Т — температура, К;
t — относительный размер (шаг решетки, размещения отверстий);
и — скорость распространения поверхности фронта пламени, м/с;
V — объем, м3;
v — удельный объем, м3/кг;
w — скорость химической реакции, моль/(м3>с);
а — коэффициент избытка воздуха;
Рт — угол раскрытия топливного факела форсунки, °;
у — стехиометрический коэффициент в уравнении химической реакции;
б — степень неравномерности поля температуры газов на выходе из камеры
сгорания, %;
£ — коэффициент потери энергии;
т| — коэффициент полноты сгорания топлива в камере сгорания;
X — коэффициент теплопроводности, Вт/(м-К);
ц — стехиометрический коэффициент в уравнении химической реакции; коэф-
фициент расхода;
v — коэффициент кинематической вязкости, м2/с;
я — степень повышения давления;
р — плотность, кг/м3;
5
а — коэффициент потери давления;
т — время, с;
<р — коэффициент заполнения поперечного сечения сопла центробежной фор-
сунки;
ф — коэффициент потерь;
(о — частота колебаний, с-1
ИНДЕКСЫ
а — активный;
в — воздух;
вн — внешний;
г — газ;
д — диффузор;
е — эффективный;
ж — жаровая труба;
з — зазор;
к — камера сгорания;
кр — критический;
н — начальный;
о — отверстие;
ох — охлаждающий;
п — продукты сгорания;
р — рабочий;
с — смесь;
т — топливо;
у — удельный;
ф — факел;
ф. п — фронт пламени;
х — химический;
ч — чистые продукты сгорания топлива (при ссг = 1);
—	шероховатость;
—	щель;
э — эквивалентный
В Е
I ТОПЛИВО И ОСНОВЫ ТЕОРИИ
Глава 1 ГОРЕНИЯ
§ 1.	ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ТОПЛИВА
Органическое топливо до настоящего времени является основ-
ным источником получения энергии. Промышленным топливом назы-
вают вещества, способные в процессе сложных, в основном химиче-
ских, превращений, определяемых как горение, выделять значи-
тельное количество тепловой энергии, которая может быть исполь-
зована для совершения полезной работы.
К топливам, используемым в технике, предъявляют следующие
требования:
1)	наличие в большом количестве в природе при экономически
рациональных способах добычи;
2)	возможность использования значительной доли теплоты, вы-
деляющейся при горении;
3)	удобство применения продуктов сгорания в качестве рабочего
тела в энергетических и технологических установках;
4)	безвредность топлив и продуктов их сгорания для человека
и окружающего мира;
5)	возможность использования для сжигания достаточно доступ-
ного окислителя, например, воздуха (его кислорода);
6)	стабильность свойств и характеристик при значительном из-
менении параметров внешней среды и рабочих условий.
Приведенному определению и перечисленным требованиям в наи-
большей степени отвечают органические топлива, основу которых
составляют углерод и водород. Эти элементы вместе с серой являются
его горючими веществами. Все промышленные топлива содержат
указанные вещества не в свободном состоянии, а в виде различных
соединений: углерода с водородом, кислородом, серой, азотом и др.
В состав промышленного топлива входят всевозможные соединения
этих элементов с примесью негорючих веществ: влаги, минераль-
ной части (золы).
Как правило, непосредственно добытое природное топливо под-
вергают той или иной переработке, без которой его промышленное
сжигание невозможно или экономически нецелесообразно. Следует
отметить, что отдельные компоненты нефти служат сырьем для
производства не только топлива, но и спиртов, жирных кислот,
искусственного каучука, медикаментов и др.
7
1. Классификация топлив
Агрегатное состояние	Происхождение	
	природное	искусственное
Газообразное Жидкое Твердое	Природный и нефте- Генераторный, полукоксовый, коксо- промысловый газы	вый и доменный газы, газ подземной газификации углей и др. Нефть	Бензин, лигроин, керосин, дизельное топливо, моторное топливо, мазут, спирт (метанол), каменноугольная смо- ла и др. Древесина, торф, бурый Древесный уголь, каменноугольный и каменный угли, ан- кокс и полукокс, угольная пыль, тор- трацит, горючие слан- фяные и каменноугольные брикеты цы	и др.	
Основой общей классификации топлива является деление его
по агрегатному состоянию и происхождению (табл. 1).
Постоянный рост потребления топлива повышает важность
учета экономических, экологических и ресурсных (перспективных)
моментов при использовании нефти, газа и других видов топлива.
Расширяя топливно-энергетическую базу, необходимо изыскивать
способы применения менее дорогих и дефицитных топлив, ограни-
чивать вредные воздействия его продуктов сгорания. Одновременно
следует находись более эффективные способы добычи, транспортиро-
вания, хранения и использования топлив во всех отраслях народного
хозяйства, совершенствовать энергетические системы и их топливо-
сжигающие устройства, уменьшая всевозможные потери и снижая
нормы потребления топлива за счет повышения их экономичности.
Важнейшими и наиболее общими характеристиками топлива,
определяющими характер и результаты процесса его сжигания яв-
ляются химический состав, теплота сгорания и отношение топлива
к нагреванию.
Состав топлива. Эта характеристика во многом определяет осталь-
ные и является исходной. Химический состав должен указать,
какие соединения и в каком количестве входят в данное топливо.
Горючих элементов в топливе может быть три: углерод, водород и
сера. Эти и другие элементы, как уже отмечалось, находятся в топ-
ливе в виде различных соединений. Практически пока невозможно
определить состав любого топлива. Техническое топливо по степени
возможной полноты проведения его химического анализа можно
разделить на три группы:
1)	в основном газообразное;
2)	жидкое, как правило’ нефтяного происхождения, состоящее
из различных углеводородов;
3)	твердое, в первую очередь ископаемые угли.
Для топлив первой группы химический анализ позволяет точно
установить процентное по объему содержание отдельных элементов
8
и конкретных соединений в газовой смеси, например: водорода Н2;
кислорода О2; азота N2; окиси углерода СО; двуокиси углерода СО2;
метана СН4; этана С2Н6; тяжелых углеводородов (сумма) CnHm
и т. д. Всего состав сухого газа (без учета содержания влаги) ра-
вен 100 %.
Количество тяжелых углеводородов обычно задают общей сум-
мой, так как их содержание в газообразном топливе обычно не пре-
вышает 1—2 %. Содержание влаги IF (при нормальных условиях)
указывается отдельно (в г/м3).
Пример. Объем 1 кг водяного пара при 273 К и 0,1 МПа v = 22,42/18 =
= 1,242 м3/кг.
Значит, при содержании влаги W в 100 м3 сухого газа ее объем 100 X
X 1,242Wi 1000 = 0,1242IF. Таким образом, состав влажного газа (в %) по объему
выразится следующим образом:
Н Н 100
2 вл 2 100 + 0,1242 IF
2 юо%
Для топлив второй и третьей групп определить химический состав
трудно или невозможно, поэтому принято пользоваться данными
элементарного и технического анализов.
Результатами элементарного анализа (в %) является содержание
в массовых долях С, Н, О, N, S, золы А и влаги W. Эти данные
характеризуют топливо формально, как смесь отдельных элемен-
тов, и, конечно, не способны отразить факторы, зависящие от свойств
конкретных соединений, однако позволяют выполнить комплекс
расчетов, необходимых для использования топлива в технике. Формы
записи результатов элементарного анализа показаны в табл. 2.
Для расчетов наиболее важен состав топлива по рабочей массе.
Количество какого-либо элемента (например, Н) дается в этом слу-
чае с индексом (р), например: Н₽.
2.	Состав жидкого и твердого топлива
по результатам элементарного анализа
Обозна- чение массы топлива	Составляющие						
	С	н	О	1 N	S	А	W
о	Органическая						
г	Горючая						
с	Сухая						
р	Рабочая						
9
Влажность твердого топлива определяют по потере массы при подсушке его до
378 К в потоке инертного газа. Зольность считают по массе остатка после полного
сжигания навески топлива. Для любого топлива состав в одном состоянии легко пере-
считать на состав в другом состоянии.
Пример. Проба донецкого газового угля имеет состав рабочей массы: Ср -•=
= 70,36 %; HP = 3,89 %, Sp = 4,01 %; OP = 5,49 %; N₽ = 1,41 %; A₽ = 10,01 % ;
Wp = 4,83 %. Состав сухой массы этого угля (в %) отличается от состава рабочей
массы только отсутствием влаги, Мс = МР-100/(100 — R7P). После подсчетов по-
лучаем: Сс= 73,93 %, Нс=4,1%, Sc = 4,21 %, Ос = 5,77 %, Nc = 1,46 %;
Ас = 10,53 %.
Состав горючей массы топлива по элементам
Мг -= Л4р-100/[100 — С4Р 4- R7p)] или Мг Л1С- 100/(100 - Ас).
Органическую массу можно определить по трем выражениям:
м° ^мр. 1оо/[юо ~(sp + ар + №р)]; м° = /ис-1оо/[1оо —(sc + дс)1;
М° = Л1Г. 100/(100 — За-
данные элементарного анализа используются для определения
количества участвующих в горении веществ и образующихся про-
дуктов сгорания. Для анализа процесса горения нужны дополни-
тельные сведения, например, для твердого топлива —данные тех-
нического анализа.
Теплота сгорания. Теплотой сгорания называется количество
теплоты (в Дж), которое выделяется при полном сгорании 1 кг
твердого или жидкого топлива или 1 м3 газообразного. При опре-
делении теплоты сгорания надо оговаривать условия ее получения.
В качестве стандартных условий приняты: температура Д = 288 К
и давление р0 =0,1 МПа. От теплоты сгорания топлива зависит,
в частности, его количество, расходуемое за единицу времени.
Полное возможное тепловыделение при сгорании топлива опре-
деляется его высшей теплотой сгорания Qp при доведении водяных
паров в продуктах сгорания до жидкого состояния при 273 К. В тех-
нических расчетах используют низшую теплоту сгорания топлива Qp,
определяемую при условии испарения всей влаги, содержащейся
в топливе и образовавшейся при сгорании водорода. Если содер-
жание в топливе водорода Нр и влаги Wp дано в процентах по массе,
то Qb —	= 25,1 (1ЕР + 9НР). Теплоту сгорания топлива изме-
ряют при его сжигании в калориметре или вычисляют по теплотам
сгорания горючих веществ, входящих в его состав. Для сухого
газообразного топлива по данным химического анализа и значениям
теплоты окисления конкретных соединений низшая теплота сго-
рания (в кДж/м3)
Qa = 4,19 (25,8Н2 Д- 30,2СО Д- 85,6СН4 + 152,ЗС2Н6 Д-
+ 218,0С3Н8 Д 283,4С4Н10 + 348,9С5Н12 + 133,8С2Н2 +
4-141,1 С2Н4 + 2О5,4С3Но + 271,1 С4Н8 Д- ЗЗО,6С5Н1о +
+ 335,3C6H6 + 55,9H2S),	(1)
где СО, Н2, СН4 и т. д. —объемные доли компонентов, %.
10
Для жидкого и твердого топлив строго аналитически рассчи-
тать теплоту сгорания невозможно. Поэтому используются различные
эмпирические зависимости, наиболее совершенной и распространен-
ной является формула Д. И. Менделеева
<)Р = 4,19 [81 Ср 246НР - 26 (Ор - Sp) - 6VFP],	(2)
где Ср, Н*’, О, Sp и W7'’ — массовые доли компонентов рабочего
состава топлива, %.
Следует отметить, что для экономических расчетов важна так
называемая чистая теплота сгорания топлива, представляющая собой
разность энергий — выделившейся при горении и затраченной на
добычу, переработку и транспортирование данного топлива. Так,
например, эту теплоту используют при обосновании выбора опре-
деленного топлива для работы двигателя или установки в конкрет-
ных условиях.
Отношение топлива к нагреванию. Поведение топлива при на-
гревании, так же как и теплота сгорания, зависит от его химиче-
ского состава.
Теплоустойчивые топлива при значительном их нагревании или
даже изменении агрегатного состояния не меняют структуры моле-
кул своих соединений. К ним следует отнести водород и вещества,
по составу близкие к чистому углероду, а также окись углерода.
Теплонеустойчивые топлива — это такие, у которых при нагревании
разрушаются старые молекулы и образуются новые, устойчивые
при этих температурах. Теплонеустойчивыми являются топлива,
полученные из нефти, газообразное, битуминозные каменные угли
И др.
Более подробно эта характеристика рассматривается в разделах,
посвященных отдельным видам топлива.
§ 2. ПРОМЫШЛЕННОЕ ТОПЛИВО
Газообразное топливо
В камерах сгорания ГТД, как и в любых других топливосжигаю-
щих устройствах, наиболее просто использовать газообразное топ-
ливо. Природные, генераторные и некоторые промышленные газы,
а также технологические газообразные отходы имеют низкую
себестоимость. К их преимуществам следует отнести отсутствие золы,
легкость транспортирования и смешения с газообразным окисли-
телем, простоту регулирования и обслуживания газовой аппара-
туры. Кроме того, они позволяют наиболее просто получать большие
тепловые нагрузки при высокой экономичности процесса горения.
Природные горючие газы разных месторождений — это обычно
смеси различных углеводородов, чаще всего метанового ряда, и
незначительного количества СО2, СО, N2 и др. Газы некоторых место-
рождений содержат более 90 % метана, это так называемые сухие
газы. Их низшая теплота сгорания Qp = 29,3-4-37,8 МДж/м3 при
нормальных условиях. Природные газы, основой которых являются
11
высшие углеводороды, называют жирными, они имеют низшую теп-
лоту сгорания = 30,54-70 МДж7м3. Некоторые данные о при-
родных газах ряда меторождений приведены в прил. 4.
В ГТД может использоваться искусственное газообразное топ-
ливо — генераторный газ. Его получают в специальных устрой-
ствах — газогенераторах. Газифицируют чаще всего уголь, сланец,
торф или тяжелые нефтяные остатки. Генераторные газы в зависимос-
ти от окислителя (дутья) различаются по составу и теплоте сгорания.
При подаче к слою топлива в качестве дутья воздуха получается
воздушный газ. Воздух подается в количестве, недостаточном для
полного сгорания всего топлива, а необходимом лишь для окисле-
ния его некоторой части. Слой этого топлива образует зону окис-
ления. Продукты сгорания, поднимаясь вверх, попадают в зону вос-
становления, где они газифицируют массу твердого топлива. Выше
расположены зоны сухой перегонки и подсушки, составляющие
участок подготовки топлива к газификации. Так как углерод состав-
ляет основу твердого топлива, а воздух состоит в основном из смеси
кислорода и азота (объемные доли соответственно 21 и 79 %), в воз-
душном генераторном газе должно содержаться 34,7 % СО и
65,3 % N2. Эта смесь, где горючим компонентом является только
оксид углерода, имеет невысокую низшую теплоту сгорания
= 4,44 МДж м3. Реально в этом газе всегда присутствуют двуокись
углерода, водяной пар, водород, метан и другие примеси, и ~
= 4,194-4,6 МДж/м3.
Преимущество процесса —доступность дутья. Однако вследствие
низкой теплоты сгорания получаемого газа, высокой температуры
шахты и газообразного продукта, снижающей долговечность кон-
струкции и приводящей к большим потерям теплоты, воздушный
генераторный газ имеет ограниченное использование.
При подводе к предварительно раскаленному углю водяного
пара получают водяной генераторный газ. Так как все реакции про-
текают с большой затратой теплоты, топливо в газогенераторе надо
подогревать, например, чередуя подачу воздуха и пара. При этом
попеременно выдается или основной продукт, или воздушный (про-
дувочный) газ. Водяной газ содержит Н2 и СО в равных количествах.
Оба компонента — горючие вещества. Низшая теплота сгорания
газа = 11,7 МДж/м3. Практически в его составе всегда есть при-
меси СО2, СН4, N2 и др., поэтому = 104-11,3 МДж/м3. Периодич-
ность процесса, переменность термического режима шахты, слож-
ность установки и ее регулирования, повышенная стоимость дутья
(пара) являются серьезными недостатками получения водяного ге-
нераторного газа.
При подаче дутья в виде паровоздушной смеси получается сме-
шанный газ, обеспечивающий непрерывный, устойчивый режим ра-
боты газогенератора. Получаемый газ имеет средние по сравнению
с рассмотренными выше характеристики и состав воздушного и
водяного газов. Примерный состав и основные характеристики гене-
раторных газов приведены в прил. 5.
12
Генераторные газы помимо твердых частичек пыли обычно несут
с собой и значительное количество смолы. Перед подачей газа в ка-
меру сгорания его необходимо очистить от этих примесей во избе-
жание износа и осмоления деталей газового тракта и системы регу-
лирования.
Газ подземной газификации получают из углей, залегающих
в пласте. Для этого бурятся две скважины, одна —для нагнетания
окислителя (воздуха), в котором сгорает часть угольного пласта,
вторая —для отвода получаемого ггза. При этом нет необходимости
в извлечении угля из недр земли, его транспортировании и обработке.
Наиболее целесообразно использование залежей, обычная раз-
работка которых затруднительна или не экономична. Некоторые
данные о продуктах подземной газификации углей приведены в
прил. б.
Газообразные топлива получаются в качестве технологических
отходов производств: термической переработки нефти (крекинг,
пиролиз), коксования и полукоксования углей, доменного процесса
и т. п. Составы и некоторые показатели различных газов даны
в прил. 7.
Жидкое топливо
Природным жидким топливом является только нефть, которая
не служит промышленным топливом. В технике используют искус-
ственное жидкое топливо, в основном являющееся продуктом той
или иной переработки нефти. Нефти различных месторождений иногда
значительно отличаются по составу, но всегда главным элементом
является углерод, массовая доля которого достигает 85 % и более.
Остальную часть в основном составляет водород (до 14 %), кисло-
род (до 1 %), сера и др. Некоторые нефти содержат до 5 % серы.
Их называют высокосернистыми. В нефти, в частности, содержатся
часто углеводороды метанового ряда СпН2л+2, нафтенового СПН2П
и ароматического СлН2п_6. Точно определить вид и количество от-
дельных соединений химическим анализом очень сложно. Искус-
ственное жидкое топливо наиболее просто получается перегонкой
нефти, т. е. испарением суммы фракций при нагревании до опре-
деленной температуры с последующей конденсацией паров.
При подогреве природной нефти примерно до 420—450 К выде-
ляются фракции различных сортов бензина плотностью 0,72—
0,76 кг/м3. Бензин принято считать состоящим из 85 % Ср и 15 % Нр.
Среднее значение низшей теплоты его сгорания = 42,2-4-
4-46,1 МДж,'кг. Продолжая нагревать нефть до 470—490 К, полу-
чают лигроин плотностью 0,77—0,79 кг/'м3.
Керосин получают при перегонке нефти от температуры при-
мерно 490 до 590 К. Он состоит в среднем из 86 % Ср и 14 % Нр.
Плотность керосина 0,79—0,87 кг/м3, низшая теплота сгорания Qh =
— 41,9-4-42,2 МДж/кг. При нагревании остатка нефти примерно
от 550 до 640 К получают дизельное и моторное топливо плотностью
0,87—0,9 кг/м3.
13
Рис. 1. Влияние температуры Т
на вязкость жидких топлив:
1 — реактивное топливо ТС-1; 2 —
топливо для газотурбинных устано-
вок; 3 — дизельное топливо; 4 —
моторное топливо; 5 — мазут флот-
ский Ф-5; 6 — мазут флотский Ф-12;
7 — мазут топочный М-40; 8 — ма-
зут топочный М-100
Общий выход легких фракций из нефти большинства месторожде-
ний 25—35 %. Оставшаяся смесь более тяжелых фракций — мазут,
в нем сконцентрирована основная часть золы. Мазут имеет примерно
следующий состав: Ср -- 85,04-87,0 %; Нр = 114-13 %; Ор - 04-
4-0,3 %. Np ~ 0-у0,4 %; Sp 0,14-0,5 % (иногда и до 6 %),
Wp 0,14-Ю %. Низшая теплота сгорания мазута Q'i = 39,8-4-
4-42,6 МДж/^г.
Мазут можно использовать как топливо и как сырье для полу-
чения масел и легкого жидкого топлива. Применяя, например,
метод крекинга (расщепления), из мазута можно дополнительно
получать (более 40 % от массы мазута) легкие крекинг-продукты:
бензина, керосина и др. Процесс крекинга заключается в термиче-
ском разложении тяжелых углеводородов при температуре 500—
1000 К, атмосферном или повышенном давлении (5—10 МПа и бо-
лее). Некоторое количество жидкого топлива получают методом сжи-
жения газов или специальной переработкой твердых топлив, напри-
мер гидрогенизацией каменных углей.
Жидкое топливо характеризуется следующими основными физи-
кохимическими свойствами: кинематической вязкостью, плотностью,
теплоемкостью, фракционным составом, температурой кристалли-
зации и вспышки, а также зольностью.
Кинематическая, вязкость — свойство жидкости оказывать со-
противление взаимному перемещению частиц, (слоев), движущихся
с различными скоростями, обусловливающее появление сил внутрен-
него трения между ними. Кинематическая вязкость и жидких топ-
лив измеряется (в мм2/с) при определенной температуре Т, обычно
293, 323, 353 или 373 К.
От вязкости топлива зависят условия его транспортирования
(перекачивания), а также условия и качество распыливания. С по-
вышением температуры Т жидкого топлива его вязкость р, умень-
шается до некоторого значения резко, а затем менее заметно (рис. 1).
Бензин, керосин, дизельное топливо имеют небольшую вязкость
(8—12 мм2/с) даже при температуре до 250 К, что позволяет приме-
нять эти топлива без предварительного подогрева и получать хоро-
шее распыливание в форсунках различных типов. Более тяжелое
топливо (мазуты) даже при температуре 293—303 К могут иметь
вязкость более 80—140 мм2/с, что затрудняет перекачивание его
по трубопроводам. Достаточно качественное распыливание такого
топлива невозможно без предварительного подогрева его до 350—
420 К. Особенно вязкие мазуты перед подачей в форсунку подогре-
вают до 600—800 К.
14
Плотность жидкого топлива ут обычно определяют (в кг/м3)
при 293 К. От плотности жидкого топлива зависит его количество
по массе, которое можно разместить в баке данного объема системы
топливоподачи ГТД, а это, в свою очередь, обусловливает больший
или меньший срок непрерывной работы двигателя на данном режиме
работы.
Теплоемкость жидкого топлива — это количество теплоты, необ-
ходимое для повышения температуры 1 кг топлива на 1 К. Теплоем-
кость растет при понижении плотности или повышении температуры
топлива. В расчетах обычно теплоемкость принимают равной 1,65—
2,1 кДж/(кг-К) в зависимости от плотности топлива.
Фракционный состав топлива определяет закономерность выки-
пания различных фракций при нагревании. Легкий фракционный
состав топлива позволяет ему быстрее испаряться, что способствует
уменьшению времени образования топливовоздушной (паровоздуш-
ной) смеси и ее выгорания. Быстрое и обильное испарение в началь-
ной стадии разогрева (горения) топлива облегчает его зажигание и,
следовательно, пуск двигателя. Результаты определения фракцион-
ного состава представляют или в табличной форме в виде данных
о температурах начала и конца испарения определенной доли на-
вески топлива (см. прил. 9), или в виде зависимостей ДОТ от Т (рис. 2).
По позиции А видно, что в отдельных случаях еще до полного выки-
пания может начаться его разложение (штриховая кривая), которое
заканчивается образованием твердого коксового остатка — нагара
(в количестве Д(7). Практически выделение нагара всегда имеет место
при нагревании и сжигании жидких топлив, однако количество его
бывает разное в зависимости от соединений, входящих в состав
топлива, и их количества. Мало склонны к нагарообразованию пара-
фино-нафтеновые углеводороды. Наличие же ароматических угле-
водородов, так же как и серы, смол (особенно при повышении плот-
ности и отношения количества углерода к водороду в топливе),
способствует нагарообразованию.
Температура застывания (кристаллизации) — температура, при
которой топливо теряет свою подвижность и, в частности, не может
перекачиваться по трубопроводам.
Рис. 2. Фракционный состав топлив:
1 — авиационное Т-2; 2 — авиационное ТС-1; 3 — авиационное Т-1; 4 — дизельное ДС>
5 — нефтяное для газотурбинных установок
15
Температура вспышки — минимальная температура, при которой
смесь воздуха с парами топлива, образовавшаяся у его поверхности,
в данных условиях способна воспламениться от постороннего пла-
мени.
Зольность — содержание золы в топливе. Массовая доля золы
редко превышает 0,10—0,15 %. В авиационном топливе зольность,
как правило, меньше 0,005 %, но в мазуте она может достигать 0,6—
0,7 %. Содержание золы в топливе зависит от месторождения и ме-
тода переработки нефти, а также условий хранения и транспорти-
рования топлива. В состав золы обычно входят различные металло-
органические соединения, растворенные в топливе и влаге, а также
нерастворимые соединения, присутствующие во взвешенном колло-
идном состоянии. При переработке нефти зола, так же как и сера,
концентрируется в мазуте, который содержит соединения кремния,
алюминия, натрия, магния, кальция, железа, цинка, никеля и др.
При сгорании тяжелого жидкого топлива образуются оксиды раз-
личных металлов, кремния, серы, а также сульфаты и другие соеди-
нения, которые могут отлагаться на элементах проточной части ГТД
и вызывать интенсивную коррозию. Твердые частички, особенно
крупные, обусловливают эрозию элементов проточной части турбины
и прежде всего лопаток.
Отложения образуются в основном за счет натриевых соедине-
ний, ванадиевого ангидрида и других, более сложных их соедине-
ний, находящихся в потоке газов в зависимости от температуры
в твердом или расплавленном виде. Интенсивность отложений и
коррозии резко возрастает, если эти соединения находятся в расплав-
ленном состоянии, особенно при увеличении температуры газа, его
давления, уменьшении коэффициента избытка воздуха и др. В прил. 8
указаны некоторые соединения, которые может образовать вольная
часть мазута в процессе его сжигания, и примерные значения тем-
пературы их плавления. Согласно результатам исследований золь-
ные отложения в проточной части газовой турбины наиболее интен-
сивны, если в золе мазута присутствуют органические и неоргани-
ческие соединения, в основном оксиды серы и металлов. При тем-
пературах выше 1773 К образуются оксиды серы SO2 и SO3;
ниже — V2O5; а при температуре 2073—2473 К появляются оксиды
металлов CaO, Fe2O3, А12О3, Na2O, NiO и ZnO.
В мазуте нередко содержится соль натрия NaCl в виде кристал-
лов или водного раствора. В присутствии оксидов серы она через
ряд промежуточных соединений образует сульфат натрия Na2SO4.
Отложения золы ухудшают аэродинамические качества лопаток,
изменяют и уменьшают проходные сечения каналов и, следовательно,
увеличивают сопротивление и значительно снижают мощность ГТД.
Коррозия лопаток и других элементов турбины резко интенсифи-
цируется с ростом температуры. Сильнейшую коррозию деталей
вызывает оксид ванадия V2O=, а также сульфат натрия Na2SO4.
При температуре более 1073 К сульфат натрия способен растворить
защитный слой металла лопаток и вызвать коррозию. Наиболее
опасна ванадиевая коррозия, резко возрастающая в присутствии
16
сернистых соединений, при температуре 920—970 К и выше. Опытами
установлено, что оксид ванадия, температура плавления которого
948 К, в жидком состоянии имеет исключительную способность рас-
творять металлические оксиды на поверхности деталей, вызывая
сильнейшую коррозию. Коррозия, значительная и при малом содер-
жании ванадия в топливе, резко усиливается с ростом его коли-
чества, особенно при температуре более 970 К. Ванадиевая коррозия
интенсифицируется в присутствии ряда соединений, особенно натрия
и серы.
Массовая доля ванадия и натрия в золе топлива не должна пре-
вышать 0,0001—0,0005 %, максимально допустимое содержание
0,001 %. Массовая доля серы в топливе обычно не превышает 2—3 %,
а массовые доли воды и механических примесей составляют соот-
ветственно 0,4 и 0,5 %.
Для ограничения отложений золы, коррозии и эрозии в проточ-
ной части ГТД в топливо вводят различные присадки, его промы-
вают растворителями, регулируют процесс горения, например, изме-
нением размера капель топлива, вводимого в камеру сгорания. Вво-
димые в топливо присадки изменяют химические и физические свой-
ства золы, повышают температуру ее плавления. В качестве при-
садок используют каолин, доломит, оксиды магния, цинка, алюми-
ния и др. Эффективны присадки кремния, магния, цинка и алюминия.
Присадки в виде порошка этих веществ с частицами размером до
15 мкм (массовая доля в топливе 20—50 %) тщательно перемешивают
с топливом в специальных устройствах заранее или непосредственно
перед сжиганием его и подают в камеру сгорания во взвешенном
состоянии.
Для снижения вредных воздействий золы тяжелого жидкого
топлива и особенно ванадиевой коррозии разработан ряд присадок,
в частности магниевая, содержащая до 1 % магния. Эта присадка
предотвращает коррозию даже таких сталей, как 12Х18Н9Т, при
температуре до 1173 К в продуктах сгорания мазута, содержащего до
0,03 % ванадия, 0,0002 % натрия и 1,0 % серы.
Более удобно применять растворимые в топливе присадки типа
ВНИИ-НП-102К, ВНИИ-НП-701, дисульфурола, магниевой соли
окисленного петролатума и др. Стоимость топлива в связи с исполь-
зованием присадок увеличивается обычно не более чем на 2—3 °6.
Промывкой топлива растворителями солей и соединений ванадия
и натрия можно значительно понизить содержание вредных веществ
золы. Для промывки успешно применяются вода, водные растворы
сульфата магния, алюминия, нитрата кальция и др. Удаляют про-
мывочный раствор из топлива, например, центрифугированием.
Регулируя процесс горения изменением размера капель топлива,
вводимого в камеру сгорания, ограничивают его выгорание так,
чтобы остаток содержал твердый углерод, способный удерживать
золу, которая становится неактивной.
Наиболее эффективно комбинирование указанных способов. Чаще
всего используют промывку топлива с последующим введением
присадок.
>7
Жидкое топливо для ГТД и ГТУ. В соответствии с международ-
ной спецификацией все отечественные жидкие топлива по
ГОСТ 21199—82 делятся на три группы: 1 —легкие дистиллятные,
2 — тяжелые дистиллятные, 3 — остаточЦые топлива.
К легким дистиллятным топливам относится, например, топливо
для реактивных двигателей (ГОСТ 10227—62*, ГОСТ 12308—80*),
дизельное топливо (ГОСТ 305—82*), жидкие продукты переработки
горючих сланцев и газов.
Тяжелыми дистиллятными топливами являются высококипящие
фракции нефти, сланцевых и крекинг-остатков, а также продуктов
процесса замедленного коксования пека, гудрона и различные
смеси дистиллятов вторичных процессов и прямой перегонки
(ГОСТ 10433—75).
Остаточные топлива — это тяжелые вязкие остатки прямой пере-
гонки и крекинга нефти, иногда в смеси с более легкими фракциями.
В эту группу входят моторные топлива ДТ и ДМ (ГОСТ 1667—68*),
флотские мазуты Ф5 и Ф12, мазуты топочные разной вязкости М40—
М100, (ГОСТ 10585—75*).
Соотношение стоимостей топлив трех групп следующее: 1 : 0,56 :
: 0,35. При выборе топлива по возможности нужно ориентироваться
на использование менее дефицитных с меньшей стоимостью топлив
третьей и второй групп. Однако необходимо учитывать, что для сни-
жения вязкости этих топлив нужен дополнительный подогрев, а для
устранения агрессивных воздействий золы специальная обработка.
Проведение этих мероприятий связано с дополнительными затратами
и должно быть экономически обосновано.
Топливо для авиационных двигателей. В настоящее время в авиа-
ционных ГТД используют специальное топливо для реактивных дви-
гателей. Его получают на основе керосина с добавлением лигроино-
вых фракций и различных присадок. Средний его состав следующий:
Ср — 86 %, Нр = 14 %. В прил. 9 приведены основные характе-
ристики топлива для реактивных двигателей. Широко используется
в авиации топливо Т-1 и особенно ТС-1 с несколько большим содер-
жанием серы. Топливо Т-1 содержит меньше ароматических соеди-
нений, по сравнению с топливом ТС-1 и менее склонно к нагарооб-
разованию. Оба топлива хорошо сохраняют свои свойства при дли-
тельном хранении, потому что в их состав входят лигроино-кероси-
новые фракции прямой перегонки. Топливо Т-1 обладает большей
плотностью по сравнению с топливом ТС-1 при той же теплоте сго-
рания. Такие топлива, как Т-2 и РТ, имеют достаточно широкий
состав составляющих, в том числе бензино-лигроиновые фракции.
Радиус действия и продолжительность полета при прочих рав-
ных условиях зависят от свойств топлива: его плотности, теплоты
сгорания, летучести и термостабильности. Совершенно очевидно,
что с увеличением как плотности, так и теплоты сгорания можно,
сохраняя дальность полета, уменьшить запас топлива на самолете,
увеличивая полезную нагрузку или улучшая его летно-технические
качества. Например, при замене топлива Т-2 плотностью 0,75Т/см3
на топливо Т-1 плотностью 0,81 г/см3, несмотря на некоторое умень-
18
шение теплоты сгорания (на 200 кДж/кг), продолжительность и
дальность полета увеличиваются примерно на 6 %.
Легко испаряющееся топливо Т-2 склонно к вскипанию, что,
например, при быстром подъеме на высоту, несмотря на наддув
баков, может привести к большим потерям топлива. Для удержания
топлива в определенном положении при маневрировании самолета
его необходимо помещать в эластичные объемы. При больших ско-
ростях полета в сверхзвуковой авиации топливо в баках может
прогреваться до температуры, близкой к температуре наружной
обшивки самолета, т. е. на согни градусов. Поэтому топливо должно
иметь повышенную термостабильность и более тяжелый фракцион-
ный состав. Этими свойствами обладают топлива Т-8; Т-6 и др.
Топливо РТ, содержащее 0,003—0,004 % антиокислительной
присадки ионол и 0,002—0,004 % противоизносной присадки, мо-
жет использоваться в ГТД как дозвуковой, так и сверхзвуковой
авиации с ограниченной продолжительностью полета.
Условия эксплуатации авиационных ГТД, высокая надежность
их работы обусловливают жесткую регламентацию свойств топлива
и проведение мероприятий по их улучшению и стабилизации. Тер-
мическая стабильность топлива оценивается по количеству обра-
зовавшегося в нем осадка при температуре 423 К за определенный
отрезок времени. Осадок дают сернистые соединения, оксиды ме-
таллов, смолы, микрозагрязнения, твердые углеродистые частицы,
образующиеся в ходе разложения нестойких соединений. Выпадаю-
щий осадок засоряет фильтры, форсунки, топливные коллекторы и
радиаторы, вызывает износ деталей насосов, узлов регулирования
и изменяет характеристики самих топлив.
Повысить термическую стабильность топлива можно, улучшая
технологию его получения и очистки на нефтеперерабатывающих
заводах, а при эксплуатации — предварительной тонкой фильтра-
цией, уменьшением контакта с внешней средой, введением специаль-
ных присадок (монометиланилин, диглицерид олеиновой кис-
лоты) и др.
С изменением температуры значительно меняется способность
топлива растворять воду. Если при 283—288 К растворимость влаги
в керосине примерно 0,005 %, то при 263—258 К она снижается
почти в 2 раза. Выделяющиеся в результате этого кристаллы льда
также способны засорять фильтры. Для устранения этого явления
вводятся присадки, например, 0,5—1,0 % изопропилового спирта,
этилцеллозольва и др. Температура застывания всех авиационных
топлив должна быть 217 К-
Загрязнение, эрозия, перегрев деталей конструкции могут быть
вызваны нагарообразованием, к которому особенно склонны топ-
лива, содержащие ароматические углеводороды. Для их удаления
(деароматизации) используют процесс адсорбционной хроматографии
на селикагеле или селективную экстракцию, применяя в качестве
растворителей диэтиленгликоль, сернистый ангидрид и др.
Энергетические характеристики обычных углеводородных топлив
ограничены, так как в них наряду с водородом, обладающим самой
19
высокой теплотой сгорания QH — 121 МДж/кг, имеется углерод
(QC = 33,52 МДж/кг). Поэтому целесообразно получение более
эффективных топлив заменой углерода элементами большей кало-
рийности, например бором, бериллием, теплота сгорания которых
примерно 62,35 МДж/кг. Уже были попытки сжигания таких метал-
лоорганических топлив как пентаборан, декаборан и др., но их
использование, особенно топлив на основе бериллия, осложняется
сильной токсичностью этих веществ и продуктов их сгорания.
ПерспективнЫхМ может быть применение сжиженных газов (кри-
огенных топлив) — водорода, метана и др. Увеличение теплоты сго-
рания почти в 3 раза при переходе от топлива на основе керосина
к топливу на основе водорода позволит примерно в той же пропор-
ции уменьшить его удельный расход в ГТД, хотя это связано с умень-
шением плотности, а следовательно, увеличением объема баков почти
в 4,2 раза. Благодаря большому хладоресурсу криогенные топлива
можно использовать в различных системах охлаждения двигателя,
совершенствуя цикл ГТД.
Топливо для стационарных ГТУ и транспортных ГТД. Стацио-
нарные ГТУ и транспортные ГТД работают на более тяжелом жид-
ком топливе:
дизельном (ГОСТ 305—82*);
моторном ДТ и ДМ (ГОСТ 1667—68*);
флотском мазуте Ф-5 и Ф-12, малосернистом мазуте 40, 40В, 100
и 100В, а также сернистом и высокосернистом (ГОСТ 10585—75*);
нефтяном топливе, получаемом из дистиллятов вторичных про-
цессов и прямой перегонки (ГОСТ 10433—75).
Нефтяное топливо для ГТУ по своим свойствам близко к дизель-
ному топливу. В зависимости от физико-химических показателей
установлены две марки нефтяного топлива: ТГВК — топливо нефтя-
ное для ГТУ высшей категории качества и ТГ — топливо нефтяное
для ГТУ. Нефтяное топливо марок ТГВК и ТГ должно содержать
соответственно ванадия до 0,0002 и 0,0004 %, механических приме-
сей 0,02 и 0,03 %, серы 1 и 2,5 %.
В настоящее время еще не решена проблема широкого использо-
вания в ГТУ низкосортных тяжелых топлив, например топочных
мазутов. Для обеспечения высококачественной и надежной работы
топливоподающей аппаратуры и двигателя тяжелое жидкое топливо
газотурбинных двигателей должно иметь следующие показатели.
Температура застывания, °C, не выше................ 10
Вязкость при 50° С, мм2/с, не более................ 45
Массовая доля, %:
серы......................................... 3,5
золы............................................. 0,08
ванадия.......................................... 0,001
натрия........................................... 0,001
воды......................................... 0,5
Теплота сгорания, МДж.'кг ......................... 37,65—41,9
Как видно из прил. 10, даже некоторые высокосортные мазуты
по отдельным показателям не удовлетворяют указанным условиям.
20
Более тяжелые мазуты имеют менее удовлетворительные показатели.
Так, например, топочные мазуты М40 и М100 имеют соответственно
плотность 0,96 и 1 г/см3 при 20 СС, вязкость 44—120 мм2/с при 353 К,
температуру застывания 278 и 298 К. Содержание золы 0,12 и 0,30 %,
ванадия 0,010 и 0,020 %, натрия 0,010 и 0,020 %, серы 0,5—4 %,
низшая теплота сгорания < 41,9 МДж/кг.
В настоящее время не решены полностью все проблемы сжигания
тяжелых мазутов. Экономически целесообразен переход с дизельного
топлива, а тем более керосина, на среднее дистиллятное топливо:
моторное, дистилляты замедленного коксования и смесь дистиллятов
вторичных процессов и прямой перегонки, хотя себестоимость по-
следних близка к себестоимости дизельного топлива. Так, при
переводе одной ГТУ-100-750, работающей 1000 ч в год, с дизельного
топлива на моторное ДТ или ДМ среднегодовая экономия состав-
ляет 800 тыс. руб., а при переводе на мазут — 1200 тыс. руб. даже
при дополнительных затратах на предварительную подготовку
топлива, увеличивающих стоимость тяжелого топлива на 10 %.
Разработан целый ряд газотурбинных топлив из дистиллятов
замедленного коксования, термокрекинга и т. п. Их характеристики
соответствуют основным условиям применения топлив в ГТУ, а се-
бестоимость не превышает себестоимости маловязких малосернистых
топочных мазутов. В прил. 11 даны основные сведения об этих топ-
ливах.
Твердое топливо
В газотурбинных двигателях можно использовать твердое топ-
ливо всех видов, однако основной интерес представляют каменные
угли. Для расчетов, связанных с их сжиганием, необходимо знать
результаты технического анализа по содержанию влаги, выходу
летучих веществ, остатку и качеству твердой массы (кокса, золы),
серы и теплоту сгорания топлива. Содержание влаги находят, напри-
мер, взвешиванием топлива перед его нагревом до 278 К в потоке
инертного газа и после. Выход летучих веществ и кокса определяют
взвешиванием навески угля перед нагреванием до температуры
(1123 + 25) К в закрытом тигле в течение 7 мин и после. Полу-
ченные результаты выражают в массовых долях сухого угля.
Летучие вещества представляют собой газообразные продукты раз-
ложения термически неустойчивых молекул горючей массы угля.
Кокс, оставшийся после прокаливания, по внешнему виду разделяют
На неспекшийся (порошкообразный), слипшийся (один кусок, но
состоящий из отдельных частичек) и спекшийся (один кусок без
отдельных зерен).
Количество золы определяют взвешиванием остатка навески
угля после неоднократного прокаливания в открытом тигле. Содер-
жание золы приводят в массовых долях сухого угля. В прил. 12
дан примерный состав некоторых твердых топлив.
Наибольшее количество исследований прямого сжигания твер-
дого топлива в камерах сгорания ГТД было проведено с использо-
21
Ванием каменноугольной пыли битуминозных богатых летучими
веществами каменных углей, имеющих достаточно высокую теплоту
сгорания. При непосредственном сжигании углей в камере сгорания
газ на выходе из нее необходимо очищать от твердых частиц золы и
шлака во избежание повреждений и изнашивания элементов проточ-
ной части турбины. Для обеспечения надежной работы ГТД продукты
сгорания перед турбиной не должны содержать твердых частиц раз-
мером более 15—20 мкм. Два других способа сжигания твердого топ-
лива (после газификации угля в ГТУ с газогенератором и в топке
«воздушного котла» ГТУ замкнутого цикла) сопряжены с трудностями
регулирования рабочего процесса, а также усложнением установки
и повышением ее инерционности.
Для более полного и эффективного использования твердых топ-
лив в ГТД их предварительно перерабатывают. Методы переработки
природного твердого топлива, не связанные с химическим превра-
щением его горючей массы, называют физико-механическими. К ним
относятся сушка, сортировка, обогащение и дробление. Физико-
химические методы связаны с изменением химической структуры
вещества. Это — газификация, сжижение, углежжение, полукок-
сование и коксование. Основой этих методов является процесс ди-
стилляции (сухой перегонки), осуществляемый нагреванием топлива
без доступа воздуха.
Сушке подвергают обычно такие топлива, как древесина и
торф.
Сортировку проходят ископаемые угли для разделения добытой
массы по величине кусков.
Коксование каменных углей основано на том, что уголь при нагре-
вании претерпевает существенные изменения. Коксованию подвер-
гаются определенные сорта угля. Схема процесса коксования сле-
дующая: после прогревания и подсушки начинает разлагаться ряд
сложных соединений угля, причем при температуре более 473 К
выделяются первичные смолы и газ. Проходя через слой раскален-
ного кокса, пары смолы дополнительно газифицируются. При темпе-
ратуре 673—773 К каменноугольная масса переходит в пластическое
состояние, что обусловлено расплавлением битумов и растворением
в них остальных твердых веществ. При дальнейшем повышении тем-
пературы до 1273—1473 К пластическая масса вновь переходит в твер-
дое состояние и получается кокс, который при повторном нагрева-
нии сохраняет твердость и прочность. Кокс используется в основ-
ном в металлургической промышленности. Получаемый при коксо-
вании газ может применяться как топливо.
Полукоксованием чаще всего получают жидкое топливо из углей.
Полукоксование проходит при температуре 770—830 К. Полукокс,
смола, газ и подсмольные воды — первичные продукты полукоксо-
вания, которые не подвергаются глубоким процессам термического
разложения, сопутствующим процессу коксования. Твердый остаток
(полукокс) — механически непрочный продукт, он содержит до 20 %
летучих веществ. Смолы при полукоксовании получается значительно
больше, чем при коксовании (табл. 3). Газ, выделяющийся при полу-
22
3. Примерный состав продуктов коксования
и полукоксования углей
Продукты	Коксование при 1270— 1370 К	Полукоксование при 720-830 К
Твердый остаток, %	78-80	75—77
Газ, м3/т	30—340	60-70
Смола безводная, %	2,5-3	7—10
коксовании, имеет высокую теплоту сгорания (до 33,5 - 37,7 МДж/м3),
но его выделяется меньше, чем при коксовании.
Полукоксованию подвергаются твердые топлива, дающие боль-
шой выход первичной смолы и газа: торф, сланцы, бурые угли и
битуминозные каменные угли.
Обогащение применяется для удаления из природного топлива
пустой породы (негорючих материалов). В результате обогащения
увеличивается относительное содержание горючей массы в топливе
и теплота сгорания его повышается.
Брикетирование — переработка угля в куски определенной формы
и размеров, практически одинаковой массы (брикеты). Если уголь
влажностью до 20 % содержит достаточное количество битумов,
то из него под высоким давлением (до 10 МПа2) можно без дополни-
тельных связующих добавок сделать прочный брикет. Однако часто
приходится добавлять связку: каменноугольный пек, смолу или
какую-либо другую в количестве до 7 %.
Дроблением и измельчением угольная мелочь измельчается до
пылевидного состояния. Угольная пыль применяется в ГТД. По-
верхность реагирования дробленого топлива с окислителем больше,
чем нераздробленного, а это способствует интенсификации про-
цесса горения. Размер частиц составляет от нескольких единиц
до 200—300 мкм, с преобладанием пылинок размером 30—70 мкм.
Тонкость помола определяют просеиванием пыли через ряд сит.
Часть пробы, остающаяся на сите после просеивания, называется
остатком R. Эта величина в процентах от массы исходной пробы и
является характеристикой помола. Сита разделяют по номерам-
30, 50, 70, 80 и 100. Номер сита указывает число отверстий, прихо-
дящихся на 1 см. Так, величина Т?70 —- 30 показывает, что 30 %
пробы не проходит через отверстия сита № 70, т. е. частицы имеют
размер более 86 мкм. Обычно пыль бурых углей имеет Rin = 30-4-
-4-60 %, каменных углей, богатых летучими, — /?70 = 104-30 %,
антрацитов и тощих углей — /?70 = 5-4-15 %.
§ 3. ГОРЕНИЕ ТОПЛИВА
Условия, необходимые для горения топлива. Для эффективного
горения топлива необходимы определенные условия. Топливо и
окислитель образуют смесь, способную вступать в химическую реак-
цию, а температурные условия вместе с другими факторами (условия
23
перемешивания, отвод продуктов сгорания, теплообмен и т. д.)
определяют возможность воспламенения и характер горения смеси.
С изменением, например, состава смеси или температурных условий
изменяется скорость горения, состав продуктов сгорания. При опре-
деленных условиях возможно прекращение процесса горения.
В технике для сжигания топлива в качестве окислителя обычно
используется воздух, кислород которого при достаточно высокой
температуре соединяется с углеродом, водородом и серой, образуя
продукты сгорания (полного окисления): СО2, Н2О и SO2. Поскольку
объемные доли О2 и N2 в воздухе составляют примерно 21 и 79 %,
очевидно, что в продуктах сгорания будет присутствовать азот.
Если горение происходит при избытке воздуха, то в продуктах сго-
рания содержится и Некоторое количество кислорода. Кроме того,
в продуктах сгорания могут присутствовать продукты неполного
окисления горючих элементов: СО. СН и др.
Изменяя концентрацию кислорода в воздухе, можно влиять на
скорость процесса горения. В чистом кислороде достигаются наиболь-
шие скорости реагирования, при объемной доле кислорода в воз-
духе меньше примерно 15 % сжигание топлива становится невоз-
можным.
Количество воздуха, теоретически необходимое для полного
окисления всех горючих веществ единицы массы топлива, можно
определить следующим образом. Если в рабочей массе топлива со-
держатся все три горючих элемента Ср, Нр и Sp, то реакции их пол-
ного окисления с указанием молекулярных масс исходных и конеч-
ных продуктов будут следующие:
С 4- О2 = СО2; 2Н2 4 О2 = 2Н2О; S 4 О2 = SO2.
12 -L 32 = 44	4 4 32 = 36	32 4 32 = 64
Для полного окисления 12 кг С нужно 32 кг О2, а значит для го-
рения 0,01 кг С (1 % по массе) потребуется 0,01-32/12 кг О2. Ана-
логично для горения 0,01 кг Н2 и S необходимо соответственно 0,01 -8
и 0,01-1 кг О2. Если кислород содержится в самом топливе, то для
его горения нужно меньшее количество кислорода из воздуха ровно
на то количество, которое имеется в самом топливе. В этом случае
для горения 1 кг топлива потребуется кислорода (в кг)
Ley = 0,01 -2,670 г 0,01 -8Нр 0,01 Sp - 0,010”.
Так как в воздухе кроме кислорода содержится азот, то масса
воздуха (в кг), необходимая для окисления 1 кг топлива, так назы-
ваемое стехиометрическое количество воздуха,
L0 = (l J-76,8/23,2) Lo2,
или
Lo = 0,1149Ср 4 0,3448Нр l 0,0431 (Sp - О”).	(3)
Разделив это выражение на плотность воздуха (1,293 кг/м3 при
давлении 0,1 МПа), получим его стехиометрическое количество,
выраженное в единицах объема (м3/кг)
1/о = 0,0889Ср-г0,267Нр - 0,0333 (Sp- Op).
24
Обычно при сжигании 1 кг топлива подают количество воздуха L,
превышающее теоретически необходимое L(). Отношение L;'L0 — а
называется коэффициентом избытка воздуха. Коэффициент избытка
воздуха
а = (СВ''СТ)ДО,
где GB/Gr = L; и GT — расход соответственно воздуха и топ-
лива, кг/с.
При полном окислении всех горючих элементов топлива в теоре-
тически необходимом количестве воздуха (а = 1) и отсутствии по-
терь теплоты температура продуктов сгорания будет максимально
возможной при горении данного топлива. Действительная темпера-
тура горения зависит от теплоты сгорания топлива, начальной тем-
пературы исходной смеси, состояния топлива и окислителя, степени
цолноты сгорания, условий теплоотдачи и др. Так, например, тем-
пература горения при постоянном давлении отличается от темпера-
туры горения при постоянном объеме.
При расчете температуры горения — конечной температуры Тк
продуктов сгорания — считают, что вся выделившаяся теплота Q
передается продуктам сгорания. Тогда температура Тк будет зави-
сеть от количества теплоты Q, количества продуктов сгорания и их
теплоемкости, а также от начальной температуры Тп смеси. Вели-
чину Тк можно определить из уравнения
Q = KP (Л<- Тп),
где / — количество продуктов сгорания; ср — теплоемкость продук-
тов сгорания при р — const.
Теплоемкость различных веществ продуктов сгорания неодина-
ковая. Значит
Q ~ (Лчц ’ Г hrP2 ' •••-;- jjCp. Д • • • jnCpn) (Д< Тн),
где jj и ср. — соответственно количество и теплоемкость /-го компо-
нента продуктов сгорания.
При расчете горения 1 кг топлива выделяется теплота, равная
его низшей теплоте сгорания. При 7ф = 273 К величину Тк принято
называть теоретической температурой горения данного топлива и
обозначать 7\. Теоретические температуры сгорания некоторых
топлив расчитывают по уравнению 7\ = Q/2/Др..
Действительная температура горения при Тн = 273 К бывает
ниже теоретической, так как горение обычно происходит при неко-
тором избытке воздуха, с частичной неполнотой сгорания элементов;
какое-то количество теплоты передается во внешнюю среду и не вы-
деляется в результате диссоциации.
Процесс горения топливовоздушной смеси в камерах сгорания
ГТД начинается не при 273 К, а при более высокой температуре;
например, в результате нагрева воздуха при сжатии в компрессоре.
Поэтому конечная температура Тк процесса горения будет выше
теоретической.
25
Теплота сгорания при различных условиях процесса горения. Теплотой Q хими-
ческой реакции называется количество теплоты, выделяющееся или поглощающееся
в ходе реакции, в расчете па 1 моль исходного вещества. Теплота сгорания топлива
Q'i относится к 1 кг жидкого или твердого топлива и 1 м3 газообразного.
Если топливо сжигать при постоянном объеме (V = const), то получим тепловой
эффект химической реакции или теплоту сгорания топлива. Сгорание топлива
при постоянном давлении (р = const) происходит с теплотой QP. Теплоты сгорания
данного топлива при р = const и V = const равны только тогда, когда при тех же
начальных и конечных температурах имеются одинаковые объемные доли исходной
смеси и продуктов сгорания. При изменении объема ЛЕ продуктов сгорания за счет
внешнего давления совершается работа р Л У, которая определит соответствующий
тепловой эффект. Разность и в большинстве случаев невелика и ею часто пре-
небрегают. Например, при горении 1 м3 СО в атмосферных условиях ее относительная
величина примерно равна 0,4 %, несмотря па то что уменьшение объема продуктов
сгорания составляет 0,5 м3.
Разность Qp — Q/ можно найти, используя уравнение первого закона термо-
динамики применительно к химическим процессам. Для 1 кг/моль газа, пренебрегая
обычно незначительным изменением внешней кинетической и потенциальной энер-
гии, можем записать
\U = U2 = Q4-
где AU — уменьшение внутренней энергии системы; — сумма механической и
других видов работ в единицах теплоты.
Когда сумма работ ЕДг- минимальная, выделяется наибольшее количество тепло-
ты Qmax, которое называется тепловым эффектом реакции. Принято считать, что если
при Q стоит знак плюс, то реакция экзотермическая (с выделением теплоты), если
знак минус, то реакция эндотермическая (с поглощением теплоты). При положитель-
ном значении А системой совершается работа, при положительном А// внутренняя
энергия системы уменьшается. Если V— const, то 2Лт1п = 0 и (Qv)max ~ ЛД.
Если р = const, то MJ = (Q/Omax + Р (V2 — или (QP)max — ^2 + pVi —
— р¥г> т- е- (Qp)max = Л/, где I — энтальпия (теплосодержание) газа.
Объем системы во время химической реакции может изменяться в результате
изменения числа молекул вещества. Используя обычное характеристическое уравне-
ние для процесса р = const, получим
Р (V2 - Ух) - (л2 - /2х) RT,
где «х и п2 — количество газообразного вещества до реакции и после нее.
Принимая универсальную газовую постоянную R = 8Д8 кДж/моль, после
преобразований получим
(^/)max (Qp)ma.x ~ 8,38 \пТ.
Если реакция при р = const сопровождается расширением (увеличением числа
молей), то Ли — величина положительная, и (Qiz)max > (Qp)max> т. е. на соверше-
ние работы расширения затрачивается теплота, уменьшающая теплоту химической
реакции. В случае уменьшения объема (Qp)max > (Qiz)max и к теплоте реакции до-
бавляется теплота, эквивалентная работе сжатия.
Пример 1. Если Т — 288 К, то при реакции окисления углерода С + О2 =
= СО2 величина (Qp)max “-= 394 МДж/моль. Найдем (Qiz)max- В этом случае Azt = 0,
так как объемом твердого углерода пренебрегаем. Тогда (Qiz)max = (Qp)max-
Пример 2. При реакции СО 4* 0,5 О2 = СО2, V = const и Т — 293 К имеем
(Qy)max = 285 МДж/моль. Определим (Qp)max- Величина An = 1 — 1,5=—0,5.
Тогда (Qp)max — 286,23 МДж/моль. Таким образом, разность количеств теплоты хи-
мической реакции 1 кг исходного горючего при р = const и V = const составит
43,7 кДж/кг.
Поскольку обычно (Q/Omax — (Q/)max величина небольшая, ее чаще всего не
учитывают. *
Теплота сгорания топлива более заметно зависит от температуры. При необ-
ходимости ее влияние может быть учтено следующим образом. Предположим, что
количество энергии которой располагает система до реакции в связанном состоя-
26
нии при любой температуре, одинаковое. Теплота, отданная продуктами сгорания
при их охлаждении до начальной температуры 7\ смеси, 'равная теплоте сгорания
топлива, не эквивалентна химической энергии так как физическая теплота ис-
ходных веществ и продуктов реакции не одинаковая. Пусть при реакции горения
смеси топлива А с окислителем В получается продукт реакции С и выделяется теплота
химической реакции Q:
аА + рВ - уСд- Q,
где а, Р и у — количество веществ Л, В и С. Если молекулярные теплоемкости этих
веществ соответственно Сд, сп и со, то для температуры смеси 7\ и количества исход-
ных составляющих разность между располагаемой химической энергией Q\- =
— Qt 4- 2m1c71 и теплотой химической реакции Qr1
Ф' ...= [Ycc- (асл -г Рсв)] 2 т1с1\-
Для температуры Т2 количество теплоты Qx — Хт;сТ2, следовательно,
Qr., - Qt\ =-	(7\ — Г2) или Qr2 — Qt\ " (^с 1 ' Pq> — }'сс)(Т2 — Tj) —
- Xmc(T2 - ТА.
Так как с — f (Г), то это выражение справедливо только для бесконечно малого
интервала температур, т. е.
dQ = 2 me dT,
где 2 me dT — разность теплосодержаний исходных веществ и продуктов реакции.
Исходные положения химических превращений. Основой про-
цесса горения топлива всегда является химическая реакция, в об-
щем случае обратимая. Химическая реакция, например, между ве-
ществами А и В, в результате которой образуются продукты реак-
ции М и N, с учетом теплового эффекта Q может быть описана урав-
нением
аА +	+	+ Q,	(4)
где а, р, р и q — количество веществ соответственно А, В, М и AZ,
участвующих в реакции.
При организации процесса горения топлив всегда нужно стре-
миться к наиболее полному протеканию прямой реакции, сводя
к минимуму обратную (диссоциацию продуктов прямой реакции),
обеспечивая получение максимального теплового эффекта.
Согласно закону действующих масс в реагирующей смеси при
заданных температуре и давлении (или объеме) в ходе как прямой
реакции между исходными веществами А и В с образованием конеч-
ных продуктов М и N, так и обратной реакции между полученными
продуктами М и N с образованием исходных веществ Л и В по исте-
чении определенного времени обязательно наступает равновесие
между всеми реагирующими веществами (А, В, Л1 и AQ, характери-
зующееся конкретным соотношением концентраций этих веществ,
т. е. их количеством, находящимся в единице объема смеси. Если
текущие концентрации веществ А, В, М и N обозначить соответ-
ственно а, Ь, т и п, то в момент равновесия
°р6р/(тр/гр) = К'
где ар, bv, mv и Ир — концентрации веществ в момент наступления
химического равновесия; К — константа химического равновесия
реакции для данной температуры.
При изменении температуры равновесие системы сместится в ка-
кую-то сторону п величина К будет другой. Как показал Вант-Гофф,
d In KidT = Q/(/?T2).	(5)
Если тепловой эффект химической реакции Q > 0, то с ростом
температуры константа равновесия возрастает, если Q < 0, то с уве-
личением температуры К уменьшается. При химическом подвижном
равновесии проходят две реакции, прямая и обратная, с одинаковыми
скоростями.
Скоростью гомогенной химической реакции называется измене-
ние количества вещества, реагирующего в единице объема, за еди-
ницу времени, или изменение во времени концентрации одного из ве-
ществ. Скорости прямой и обратной химических реакций в любой
момент времени через концентрации исходных веществ в этот же
момент выражаются уравнениями:
= ktaab^", = k2mlln\
где ki и k? — константы скоростей (при Т — const) соответственно
прямой и обратной химических реакций.
В каждый момент времени разность wL — w2 — w — результи-
рующая скорость обратимой реакции, знак которой определяет
общую направленность процесса. При горении желательно, чтобы
скорость г^2	0, тогда w будет близка к wY и реакция окажется прак-
тически необратимой. В момент химического равновесия результи-
рующая скорость w = 0 и Wi = w2. Тогда б^рбр ~ k2rn^ri%. Следо-
вательно, в этот момент концентрации веществ составят постоянное
соотношение, численно равное константе химического равновесия:
Кс = К =	= fe/A, = klk.	(6)
Величина 7<с выражается через концентрации в отличие от кон-
станты равновесия Кр, выраженной через парциальные давления
газов в смеси. Величину найдем, составив для каждого газа си-
стемы уравнения состояния
PtV = fitRT,
где Pi — парциальное давление данного газа в смеси; V — общий
объем смеси; лг- — количество данного газа в системе, моль: Т —
абсолютная температура, при которой происходит реакция.
Молярная концентрация данного газа в системе (в моль/м3)
с (i) = п-JV — pJ^RT}. Тогда
[p“/m“] К ,w)B]
‘ K/wh w/w)”]
28
или в общем случае
PM’---
Обозначим первый сомножитель через константу равновесия
химической реакции
K\s = РаР^в • • • ДРмРл- • • •),	(7)
тогда - К;1 (RT)Si,
где Д/ — алгебраическая сумма количеств газообразных веществ,
участвующих в реакции, моль.
Очевидно, что даже при одинаковых R значения К,, и для
одних и тех же условий в общем случае будут разные. Только при
течении реакции без изменения количеств веществ, т. е. At = О,
получим Кс = Кр. Хотя применение закона действующих масс огра-
ничивается идеальными газами, погрешность при распространении
его на реальные газы обычно невелика.
Следует отметить, что полученные соотношения справедливы
даже для гетерогенных систем. Известно, что любое жидкое или твер-
дое вещество характеризуется определенной упругостью пара при
данной температуре, т. е. парциальное давление насыщенного пара
такого вещества в газообразной фазе гетерогенной системы — ве-
личина постоянная. Это значит, что, применяя закон действующих
масс к гомогенной фазе гетерогенной системы, можно не учитывать
парциальное давление паров твердого или жидкого вещества, так
как оно остается постоянным. Например, для реакции разложения
углекислого кальция СаСО СаО + СО; для данной температуры
константа равновесия К'Р = рсасоя'(РсаоРсог) = const. Учитывая
постоянство давлений рсасо3 и рсао и подставляя их в числовое вы-
ражение Кр, получим
Кр = 1/рсо2 = const или Кс = 1/Cco2 = const,
где сСо2 — равновесная концентрация углекислого газа.
Диссоциация продуктов сгорания. Константа химического равно-
весия К для данной температуры определяет состав равновесной
смеси, по которому при данных условиях можно рассчитать процесс
диссоциации.
Характеристикой диссоциации является степень диссоциации а,
под которой понимается отношение числа распавшихся молекул
к общему числу молекул. Рассмотрим процесс диссоциации и его
зависимость от ряда параметров на примере реакции 2СО т О2
2СО2. Пусть в соответствии с уравнением реакции до диссоциа-
ции п (СО2) = 2 моль. После диссоциации при определенной темпе-
ратуре в состоянии нового равновесия смесь газов будет содержать
кроме СО2 еще СО и О2. Если степень диссоциации равна а, то из
количества п (СО2) = 1 моль диссоциирует доля а, а из количе-
ства п (СО2) = 2 моль — доля 2а, причем СО получается 2 а,
а О2 — а.
9)
Неразложившееся количество СО2 составляет 2 (1 — а). Следо-
вательно, после диссоциации смесь содержит (в молях)
п (СО2) - 2 (1 - а)
п (СО) — 2а
п (О,) = а
S« = (2 а).
При общем объеме V системы, данной температуре Т парциальные
давления отдельных газов в смеси будут следующими:
рсо2 = 2 (1 - a) RT/V', рсо = 2aRT, V;
ро2 = ccRT/V,
а константа равновесия
Кр = а3Я77[У (1 — а)’].
Используя общее уравнение состояния pV = (2 4- а) RT, по-
лучим
Кр = ра3/[(2 4- а) (1 — а)2].	(8)
Таким образом, при Т = const с ростом давления степень дис-
социации углекислого газа уменьшается. Повышение температуры
интенсифицирует разложение СО2. При атмосферном давлении дис-
социация СО2 становится заметной при температуре 1800—2300 К
и резко возрастает при дальнейшем ее повышении. Если при 1773 К
степень диссоциации а 0,8 %, то при 2273 К а 4 %, при 2773 К
19 %, а при 3773 К а = 40 %. Если парциальное давление
СО2 в продуктах сгорания невелико (0,01—0,02 МПа), то степень
диссоциации возрастает: при 1773 К а = 1,7 %, а при 2273К %.
Аналогичная закономерность получается и при диссоциации
водяного пара (Н2О) на Н2 и О2. При атмосферном давлении и тем-
пературе, примерно равной 2000 К, степень диссоациации (Н2О)П
а 0,6 %, а при 3000 К «^5 %. Снизив давление до 0,01 атмос-
ферного, при Т — 3000 К получим а ?=» 20 %.
Для реакций, идущих с неизменным количеством вещества при
Т = const, положение равновесия не зависит от давления (или
объема).
Влияние диссоциации на температуру горения. При сжигании
топлива в камерах сгорания ГТД диссоциация нежелательна, так
как обусловливает неполное выделение теплоты. Для уменьшения
скорости диссоциации воздействуют на условия процесса горения,
например ограничивают температуру в зоне горения.
Как уже было отмечено, при диссоциации температура горения
понижается, поэтому при ее определении в реальных условиях сле-
дует учитывать влияние диссоциации. В общем виде это можно
сделать, используя уравнение теплового баланса топливосжигаю-
щего устройства:
Qc -! Q = Qn + <?<.-! «л,
30
где Qc — теплосодержание исходной горючей смеси (топлива и окис-
лителя); Q — теплота, выделившаяся в процессе горения; QH —
теплосодержание продуктов сгорания; Qo—теплота, теряемая в ок-
ружающую среду; — теплота, теряемая в процессе диссоциации.
Теплосодержание
Qu = 2 псТг,
где Ync — сумма произведений количества отдельных продуктов
сгорания (в моль) на их молярные теплоемкости (Дж/моль-К).
Температура газов в конце процесса горения
Т =(<?с-<2	<?д)/Еда.	(9)
Чтобы решить это уравнение с двумя неизвестными а и Тг, а по
существу с тремя (еще с величиной с, которой сначала задаются,
уточняя по найденной температуре Тг), необходимо хотя бы еще
одно уравнение. Этим вторым уравнением является зависимость (8)
константы равновесия от степени диссоциации а при Т = const.
Решая систему уравнений (8) и (9), можно задаться различными зна-
чениями а и из формулы (9) определять значения Тг. После этого
строятся зависимости Тг от а. Задаваясь значениями температуры Тг,
уже по уравнению (8) определяют соответствующие значения а
и строят вторую зависимость Тг от а. Координаты точки пересече-
ния двух кривых — искомые величины а и Тг.
§ 4. ОСНОВЫ ТЕОРИИ ГОРЕНИЯ
В камерах сгорания газотурбинных двигателей при сжигании
любых видов топлива в качестве окислителя обычно используется
кислород, содержащийся в воздухе. Концентрация кислорода ме-
няется в зависимости от условий работы камеры сгорания ГТД и
схемы двигателя. При сжигании газообразного топлива в смеси с воз-
духом рассматривается горение гомогенной системы газ—газ. Если
топливо и окислитель заранее тщательно перемешаны, то полу-
чается химически однородная гомогенная газовая система. При
раздельной подаче топлива и окислителя в зону горения система
получается неоднородной.
При сжигании жидких или твердых топлив рассматривается
гетерогенная система жидкость (твердое тело) — газ. В отдельных
частях общего объема гетерогенной системы образуется смесь паров
или газообразных веществ исходных топлив — гомогенная фаза
гетерогенной системы.
Рассмотрим важнейшие положения кинетики химических реак-
ций, лежащие в основе теории горения. Наиболее просто и удобно
сделать это на примере горения химически однородной гомогенной
газовой системы. В любой реакции участвует несколько веществ,
причем количество реагентов уменьшается, а количество продуктов
реакции возрастает. Учитывая это, скорость реакции (4) можно
записать как накопление конечных продуктов -\-dmJdx или +dn/dx,
и как расходование одного из исходных веществ —da/dx или —dbldx
31
(а, b, m и n — мгновенные концентрации реагирующих веществ;
т — время).
Пусть за время dr реагирует dn (Д) вещества А. Согласно урав-
нению (4) за это время прореагирует dn (В) = [3 [adn (Д) ] вещества В.
Относя последнее выражение к единице объема и времени, получим
dn (В)	1	__ db	_ р	dn (4)	1	___ р	da	db __ Р	da
V	di	~~ di а V	di	~ a	di	11ЛИ di	v.	di	‘
По аналогии
dm	p	dn	p	da
di	1|	dx	a	dx	'
Тогда
l dm I dn   I da _ I db	,. «
p dx ” q dx ~~ a dx	p di	>
В дальнейшем скорость химической реакции щ будем определять
величиной dmidx.
После начала химического реагирования в каждый момент вре-
мени постоянно идут две реакции, прямая и обратная, и система
стремится к химическому равновесию при данных условиях. На
практике при сжигании топлив специально создаются условия, при
которых скорость обратной реакции настолько мала по сравнению
со скоростью прямой реакции, что ею можно пренебречь. В этом
случае рассматривается одностороннее течение химической реакции
как условно необратимой.
Необратимые реакции в зависимости от числа исходных молекул,
определяющих механизм и порядок реагирования, классифицируют
следующим образом:
1)	мономолекулярные (реакции первого порядка) А -> Л4 Д-
Д- N Д-... Д- Q или А = М Д~ ...;
2)	бимолекулярные (второго порядка) А Д- В = Л4 Д- ...;
3)	тримолекулярные (третьего порядка) Д Д- В Д- С = Л4 Д- ... .
Би- и тримолекулярные реакции могут протекать только при
взаимном столкновении определенного числа реагирующих молекул.
Поскольку одновременное столкновение четырех и более молекул
согласно кинетике реакций маловероятно, принято считать, что
реакция идет последовательно через несколько моно-, би- или три-
молекулярных (простых) реакций. Реакцию, включающую более
одной простой реакции, называют сложной.
Принятая классификация позволяет упростить форму записи
уравнений реакций и соответственно расчетные кинетические фор-
мулы. Так, например, исходя из закона действующих масс, выраже-
ния для скоростей [в моль/(см3-с) ] химических реакций будут сле-
дующими:
для мономолекулярной
dtnldx ~ ka, dn''di: ~ k'a.
Размерность константы скорости мономолекулярной химической
реакции k Н'с] количественно k и kf могут быть разными;
32
для бимолекулярном реакции dtn.'dx - kab, единица измерения
k см3/с;
для тримолекулярной реакции dtm'dx -- kabc, единица измерения
k см6/с.
Концентрации компонентов а, b и с молярные (моль/м3). Скорость
химической реакции определяется концентрацией молекул (м-3)
или молярными концентрациями. Однако в некоторых случаях
удобнее использовать, например, массовую концентрацию или массо-
вую долю.
Изменение скорости химической реакции во времени. Зависи-
мость w = / (т) определяется условиями процесса горения. Примем,
что параметры системы неизменны, в частности Т = const. Скорость
химической реакции w, а следовательно, концентрации веществ и
состав реагирующей системы в любой момент времени можно опре-
делить с помощью кинетических уравнений.
Для получения искомой зависимости удобно ввести в кинетиче-
ское уравнение текущее значение концентрации одного из веществ,
а значения остальных выразить через их начальные и текущее значе-
ние выбранной концентрации. В мономолекулярной реакции А =
= М + ..., взяв основную массовую концентрацию продукта реак-
ции tn в начальный момент равную нулю, для любого момента времени
dm/dx = ka = k (а0 — tri),	(11)
где а и а0 — концентрации молекул вещества А соответственно
в текущий момент времени и в начальный.
Интегрируя уравнение (11), получим In (а0 — tri) = —kx + In С.
Так как ш 0 при т = 0, то In С = In aQ и С = а0.
Тогда	In а0 — tn/a0 = —kx,
откуда m = aQ (1 — e~kx). Аналогичным образом можно получить
зависимости для бимолекулярной и тримолекулярной химических
реакций (рис. 3, а).
Из рис. 3 видно, что с увеличением порядка реакции выход
продуктов реакции во времени уменьшается и реакция замедляется.
Рис. 3. Зависимости массовой концентрации tn продуктов реакции и скорости dm/dx
химической реакции от времени т при постоянной температуре (Т\ > Т2):
t — мономолекулярная; 2 — бимолекулярная; 3 — тримолекулярная;--------— при 1\ =
= const;------— при const
2 Пчелкин Ю. М.	33
Непрерывное снижение скорости реакции объясняется уменьше-
нием массовой концентрации исходных веществ.
Зависимость скорости химической реакции от температуры.
Константа равновесия химической реакции связана с температурой
уравнением
d In К/dT = Q/(RT2),
где К — k/k.
Пусть величина Q = Е2 — Е1. Величины Е2 и Ег связаны с констан-
той скорости обратной реакции k и прямой k так же, как и константа
равновесия К с величиной Q. Анализируя опытные данные, Аррениус
показал, что для констант скоростей химических реакций справед-
ливо
d In ШТ = E/(RT2).	(12)
Откуда 1п/? = — E/(RT) -(L const,
k = const q,-e!(RT) или £ _	(13)
где e~£	— доля активных молекул в веществе; k и k0 — числа
столкновений соответственно активных молекул и всех имеющихся.
Согласно теории Аррениуса условия равновесия определяются
частотой столкновений только активных (способных к реагированию)
молекул. Следует отметить, что с ростом температуры общее число
столкновений молекул в газе увеличивается незначительно. Актив-
ные молекулы отличаются от нормальных большим энергетическим
уровнем. Так, для вещества А некоторый тепловой эффект определяет
переход пассивной молекулы Ап в активную Аа. Процесс увеличения
энергии молекулы без химического превращения по схеме Аа =
= Ап + Е называют активацией. Энергию Е, полученную пассивной
молекулой Ап при образовании активной молекулы Аа, называют
энергией активации.
Если по аналогии с химической реакцией использовать закон
действующих масс, то константа равновесия активации
Ka = aa/au и dlnRa/dT = E/(RT2),
где аа и ап — концентрации соответственно активных и пассивных
молекул.
Тогда
Ка = const e~ ^W).	(14)
При Т оо все молекулы станут активными, поэтому можно
предположить, что постоянный коэффициент в формуле (14) равен 1.
При низкой температуре концентрация активных молекул очень мала
и концентрация пассивных молекул ал практически равна общей
концентрации а молекул вещества А. Так как аа = /Саап, аа
Каа = ae~E/(RT}.
Значительное число реакций подчиняется закону Аррениуса (12),
и величины kQ и Е можно подсчитать, определяя опытным путем k и Т.
34
Прологарифмировав выражение (13) для k, получим In k —
= In kQ — (E/R) (1/T). Эта зависимость в координатах In k — МТ
представляет собой прямую, если Е = const. Угловой коэффициент
равен E/R. Если экспериментальные данные усредняются не прямой,
а ломаной линией, то данная реакция имеет несколько температурных
интервалов, в которых величины kQ и Е различны (Ег и Ё2)-
В общем случае это объясняется отличием механизма реагирова-
ния от рассмотренного выше или изменением агрегатного состояния
веществ при некоторых температурах.
Из изложенного видно, что реакция идет лишь тогда, когда
средняя суммарная энергия сталкивающихся молекул больше энер-
гии активации данной реакции. Молекулы исходных веществ в на-
чальном состоянии I имеют больший энергетический уровень, чем
продукты реакции II. Однако переход системы из состояния I в со-
стояние II невозможен без энергии активации Ег. При подводе энер-
гии Ег молекулы исходного вещества активизируются (состояние Г).
Энергия Ег частично расходуется на разрушение старых химических
связей и их перераспределение. В результате реакции возвращается
энергия Ег и выделяется теплота Q = Е2 — Ег (экзотермическая
химическая реакция). При Ег > Е2 (эндотермическая реакция)
процесс будет обратным (из состояния II в состояние I). Для такого
перехода энергия активации будет Е2. Величина энергии активации
представляет собой один из главных факторов, определяющих ско-
рость химической реакции, причем чем меньше энергия активации,
тем быстрее протекает реакция.
Зависимость скорости химической реакции от давления. При
неизменной температуре и заданном составе газовой смеси из уравне-
ния состояния можно получить зависимость парциальных давлений
от молярных концентраций реагирующих веществ: рА = aRT,
Рв = bRT, рм = mRT, .... Если общая молярная концентрация
равна z, то полное давление газовой системы р — zRT. Тогда RT —
= p/z = рА/а == pR/b = рм/т = ... или
Ра = apiz = ар, рв = bp/z = Ьр,
где a/z ~ а и biz = 5 — молярные доли концентрации веществ А
и В.
Молярные концентрации веществ а = pA/(RT) ~ dpRRT)', b —
= PbRRT) = 5p/(RT). С учетом полученных выражений найдем
зависимости для скоростей различных химических реакций:
мономолекулярных
w = dmidx — ka = kpARRT) = kapRRT) = kapKRTy,
бимолекулярных
w = dm/dx = kab = k [pARRT)] [pBRRT)} = kdbp^RRTf-,
тримолекулярных
w = dm/dx = kabc = k [pARRT)] [pBRRT}] [pcRRT)] = kdbcp^RRTf.
2*	35
Для реакции Z-го порядка (/ < 3)
w = dm/dx р1.	(15)
Таким образом, по виду зависимости (15) можно определить порядок
реакции, хотя в действительности это не всегда так. По опытным
данным иногда получается даже дробный показатель степени зависи-
мости dm/dx от р. Это объясняется тем, что в процессе химических
превращений образуются промежуточные соединения и реакции
имеют цепной механизм.
Рассмотрим зависимость скорости химической реакции от давле-
ния, используя молярные доли концентраций веществ. Для моно-
молекулярной реакции
d (m/z)/dx = dm/dx = ka/z == kd или dm/dx = kd',
для бимолекулярной реакции
dm/dx — kdbz/z-, так как z = p/(RT),
dm/dx = kd6p/{RT)\
для тримолекулярной реакции
dm/dx = kdbcz2/z2 или dm/dx = ka6cp2RRT)2.
Общая зависимость скорости реакции от давления будет иметь вид
dm/dx р{~1.
Зависимость скорости химической реакции от состава смеси.
При определенной температуре и постоянном давлении общее коли-
чество (моль) реагирующих веществ не меняется и молярные доли
концентраций всех веществ связаны между собой. Так, например,
для начала бимолекулярной реакции при содержании в исходной
газовой смеси двух различных веществ, топлива А и окислителя
(кислорода) В, а + 5=1. После образования продуктов реакции
М и N в какой-то момент времени а]+ б А~ т А- п = 1. Очевидно,
что в процессе реакции молярная доля каждого вещества будет
изменяться.
Определим, как начальная скорость реакции зависит от состава
исходной смеси. В общем случае скорость химической реакции
w = k \р/(ДТУ\* ab. Так как d А~ 5 = 1, 5 = (1 — а) и оу =
= k [p/(RT)]2 а (1 — а). Очевидно, что в данном случае зависимость
скорости химической реакции от состава смеси определяется про-
изведением а (1 — а). Скорость химической реакции достигает
максимального значения при а — 5 = 0,5.
Если в смеси в составе окислителя кроме кислорода содержится
инертный газ, то можно сделать те же выводы, что и в предыдущем
случае, хотя скорость химической реакции будет другой. Пусть
вещество В состоит из части I кислорода и| части I инертного газа.
Так как I + i = 1, а + б (I + i) — 1. Скорость химической реакции
w = k \pRRT)]2 dl6 = k [p/(RT)]2 dl(\ — a).
В этом случае она определяется множителем dl (1 — а). Макси-
мальная (но меньшая, чем в первом случае) скорость реакции дости-
36
Рис. 4. Изменение скорости w химической реакции во вре-
мени т
гается при а = lb = 0,5, тогда dwldd = 0. Как
видно, инертный газ, изменяя состав исходной
стехиометрической смеси, не меняет содержания
реагирующих веществ, необходимых для дости-
жения максимальной скорости реакции.
В рассмотренном выше случае стехиометри-
ческий состав, соответствующий уравнению хи-
мической реакции, определяется величиной
а = ас = 0,5. При наличии примеси инертного газа для нахождения
ас надо решить два уравнения: а = lb и d-}-b — 1. Тогда ас =
= (1 + I//)-1. Чем меньше доля I, тем меньше ас и больше Ьс. Эти
общие выводы справедливы и для других реакций, причем в некото-
рых случаях при наличии примесей может измениться даже порядок
реакции.
Течение химической реакции в адиабатных условиях. Скорость
химической реакции при постоянной температуре определяется
в основном концентрацией реагирующих веществ, которая уменьша-
ется во времени. Поэтому максимальная скорость будет в начале
процесса, когда концентрации веществ наибольшие (рис. 4, кривая 1).
Поскольку горение сопровождается выделением большого количества
теплоты, при быстром течении процесса и относительно небольшом
отводе теплоты происходит существенное увеличение температуры.
Влияние температуры на начальную скорость химической реакции
значительнее влияния концентраций реагирующих веществ. Поэтому
изменение скорости реакции в адиабатных условиях (кривая 2)
будет отличаться от рассмотренного при Т — const. Исследуем в ка-
честве примера тримолекулярную реакцию в адиабатных условиях.
По исходному составу смеси всегда можно найти зависимость между
концентрациями всех веществ. Пусть Ь = Ь'а и с = с а. Для простых
реакций в стехиометрической смеси Ь' = с' = 1 и выражение ско-
рости химической реакции
w ==
(16)
где i — показатель степени, равный порядку химической реакции.
Пусть в каждой единице объема химическая реакция возникает
при начальной молярной концентрации а0 и начальной температуре
То.
Если тепловой эффект реакции — молярная энтальпия q, а тепло-
емкость продуктов сгорания — молярная теплоемкость су, то теку-
щее и конечное значения температуры будут соответственно
Т = TQ Ч" q («о — a)/cv и Тк = Тд -j- a^qlcy,
где а — текущее значение молярной концентрации, моль/м3. Конеч-
ная молярная концентрация ак = 0. Тогда — а = (Т — То) cv/q,
37
cvtq = a0 (7K — To). Отсюда a = a0 (TK~~ T)/(TK— To). Скорость
тримолекулярной реакции
w =	= ^e-EWT) b£l.y =
Очевидно, что при возрастании Т, несмотря на уменьшение выраже-
ния в скобках, скорость реакции w сначала значительно возрастает
с ростом e~E/(RT)' Однако затем с уменьшением концентраций
исходных веществ разность Тк — Т -> 0 и также стремится к нулю.
Практически максимальная скорость <^п1ах достигается обычно после
того, как в реакцию вступило 80—90 % исходных веществ. Если
начальная температура невелика, то скорость реакции будет изме-
няться так, как показано на рис. 4 штриховой линией. На отрезке
времени тг (период задержки реакции или индукции) скорость
реакции изменяется практически незаметно до а,',-, после чего быстро
возрастает до максимального значения.
Цепные реакции. Течение ряда реакций не всегда можно объяс-
нить с точки зрения тепловой активации молекул. Некоторые реакции
вообще не требуют предварительного подогрева, могут проходить
при световом воздействии (фотохимические) или при введении в смесь
посторонних примесей, причем в ничтожном количестве. Такие
реакции протекают гораздо быстрее при образовании промежуточных
активных веществ, обладающих небольшой энергией активации.
Обычно такими продуктами оказываются свободные радикалы или
атомы, реагирующие с исходными веществами, давая конечные про-
дукты и одновременно еще одну или несколько активных частиц.
Последние обеспечивают дальнейшее течение процесса, называемого
цепной реакцией.
В общем случае течение цепных реакций определяется следую-
щим: зарождением цепей, их разветвлением и обрывом. В начале
любой реакции некоторое время тг- затрачивается на создание и
накопление активных частиц. Затем при скорости разветвления,
большей скорости обрыва цепей, происходит лавинообразное нараста-
ние процесса, пропорциональное увеличению числа активных частиц.
В теории цепных реакций принято, что при среднем времени
существования активной частицы от ее зарождения до вступления
в реакцию Дт и времени до конца ее существования Д^ среднее
время действия активной частицы Дтср = (1/Дт + I/AtJ-1. Если
текущая молярная концентрация активных частиц исходного веще-
ства А равна аа, то в единицу времени прореагирует аа/Лт частиц
в^каждой единице объема и скорость реакции w аа/Лт.
а- Если после каждого взаимодействия возникнет ст новых активных
центров, то в единицу времени появляется wo аао/Дт активных
частиц. Кроме того, вследствие активации молекул в единицу вре-
мени возникнет а'а2 активных частиц. Погибает в единицу времени
па/Атср частиц. Общее изменение молярной концентрации
da^/dx =	— «а/Д гсР.	(17)
38
Если скорость реакции w -> 0, то da.Jdx -> 0 и Ат->оо. При
этом йах = <за/^т1- Обозначим для этого случая <за = аат, получим
молярную концентрацию частиц, постоянно возникающих только
за счет тепловой активации аат = аа^ Atj ае_£'(7?г). Скорость
реакции определяется не общим числом возникших активных частиц
Яа2, а лишь долей прореагировавших частиц аа. Общее число реак-
ций в единицу времени будет превышать число, определяемое первич-
ными активными частицами аа, так как каждая первичная реакция
вызывает цепь вторичных.
Обозначая число вторичных реакций в цепи (длину цепи) г,
получим скорость реакции w а'аг. Каждая активная частица
может создавать о новых частиц. Величина г определяется только
числом частиц, которые вызвали вторичные реакции. Следовательно,
фактор, характеризующий обрыв цепи, однозначно связан с длиной
цепи г = 1/р (Р — характеристика вероятности обрыва цепи).
Для реакций с неразветвляющимися цепями w ааг = аа/$.
При разветвлении цепи вместо прореагировавшей активной частицы
появляется не меньше двух, а в общем случае о новых частиц, умень-
шающих влияние обрыва цепей, поэтому длина цепи г = (р — б)-1
(б — фактор, определяющий вероятность разветвления цепи). Вели-
чины р и б связаны соответственно со вторым и третьим членами
правой части уравнения (17). Фактор б учитывает влияние не всех
вновь появившихся активных частиц, а только тех, которые вступают
в реакцию. Значения б, р и г зависят от многих факторов и прежде
всего от Т и р. При определенных условиях может быть справедливо
равенство (Р — б) = 0, и тогда г-> оо. Это означает, что любая
первичная цепь воспроизводится только в одном из своих разветвле-
ний. При б > р и (б — Р) > 0 интенсивное нарастание процесса
вследствие превышения числа разветвлений над числом обрывов це-
пей приводит к взрыву. Зависимость р и б от температуры — экспо-
ненциальная, она аналогична зависимости для аа.
Изменение во времени молярной концентрации активных частиц,
участвующих в реакции, можно представить в виде
daldx = a'a + Н^аа — Ноаа,	(18^
где Н$аа и Ноаа — изменение концентрации активных частиц во
времени в результате соответственно разветвления и обрыва цепи;
причем Яр б/Ат и Но р/Ат; Нр — Но = ср (б — р)/Ат.
Таким образом, daaldx — аа + qaa. При изменении внешних
условий меняются величины б и р, а следовательно, величина ф,
которая может быть как больше нуля, так и меньше. Величину аа,
характеризующую скорость процесса термического образования
активных центров, можно считать не зависящей от времени. Тогда
для ф = const
daa!(aa	сраа) = dx и ф"1 In (аа -f- фяа) = т + In С.
Величина аа -> 0 при х — 0 и In С — ф-1 In Яа- Следовательно,
In (аа + фаа)/яа = ФП откуда
а а = (аа/ф)(е<₽т — 1).	(19)
39
Так как скорость реакции w пропорциональна молярной концентра-
ции активных частиц в данный момент времени, то, зная молярную
концентрацию продуктов реакции, которые дает каждая активная
частица, можно определить скорость реакций к-	— число
молекул продукта реакции, получающееся при реагировании одной
активной частицы). Например, 1а = 2 при реакции образования Н2О.
Однако скорость реакции w аа/Дт. Если
Нр — б/Дт и Но = р/Дт, то
=	Ге.(б~Р)г/Дх-- И-	(20)
Для реакций с неразветвляющимися цепями б 0 и
=	[1 — е~Рт/Лт].
С ростом р величина в скобках стремится к единице, а скорость
w a'J$ = а'аг. Значит, реакция с неразветвляющимися цепями
только, теоретически при т -> оо и р 0 может иметь неограниченно
возрастающую скорость. В действительности скорость таких реакций
ограничена.
Реакции с разветвляющимися цепями (б 0) имеют три харак-
терных случая течения:
1)	ф < 0 или б < р, условия, аналогичные 6 = 0; аа ->
(«аДт/ф — 6)) и w аа1($ — б);
2)	ф = 0 или б = р; скорость реакции определяется процессом
активации и временем (daa!di = а'а) w а'ат;
3)	ср > 0 или б > Р; интенсивное увеличение скорости реакции
(до полного реагирования исходной смеси), т. е. типичное течение
цепной реакции с разветвляющимися цепями. Следует отметить, что
очень большие скорости реакции могут быть достигнуты за малый
промежуток времени т, даже при Т — const, причем при различной
разности б — р. В действительности начальная абсолютная величина
Ф не остается постоянной, а несколько возрастает. При увеличении ф
со временем кривые w от т будут более крутыми. Скорость wit соот-
ветствующая определяется практической возможностью ее изме-
рения. В период индукции тг- (см. рис. 4) зарождаются Депи, на базе
разветвления которых накапливаются активные продукты в коли-
честве, обеспечивающем взрывной характер дальнейшего течения
реакции.
§ 5. ВОСПЛАМЕНЕНИЕ ГОРЮЧЕЙ СМЕСИ
Самовоспламенение# Тепловой взрыв
Процесс горения при определенных условиях может начаться
с самовоспламенения смеси. Тепловые условия в процессе самовос-
пламенения и горения смеси являются важнейшими и зависят как от
этих процессов, так и от внешних факторов. Процессы самовоспламе-
нения и горения проходят неодинаково в разных частях объема
40
рассматриваемой системы, вследствие различия параметров смеси:
температуры, скорости реакции, молярной концентрации веществ
и др. Так, например, у относительно холодной стенки течение реак-
ции будет замедлено и концентрация продуктов сгорания будет
меньше, чем в центре объема. Это обусловливает возникновение пр
цессов тепло- и массообмена, затрудняющих расчет суммарных
характеристик.
По теории Н. Н. Семенова, процесс самовоспламенения удобно
рассмотреть сначала упрощенно: реакция проходит одинаково во всех
частях объема V; в процессе реакции температура Т меняется одно-
временно и одинаково во всех частях объема; температура Ts стенок,
ограничивающих рассматриваемый объем, поддерживается неизмен-
ной, она равна температуре окружающей среды То. При таких
условиях разность температур существует только на границе газа и
стенки, поэтому различие в концентрациях реагирующей системы
отсутствует.
При невысокой температуре То = Ts и, как следствие, Т « То,
так как реакция практически не проходит. С увеличением темпера-
туры То — Ts повышается температура Т и при некотором ее значе-
нии скорость химической реакции становится заметной. Выделяю-
щаяся в процессе реакции теплота увеличивает температуру смеси,
и разность температур Т — Ts возрастает. Если отвод теплоты от
смеси к стенке меньше, чем ее выделение вследствие химической
реакции, то температура смеси быстро возрастет, приводя к тепло-
вому взрыву.
Если при сгорании смеси выделяется теплота Q, то скорость
тепловыделения (в кДж/с) в объеме V
qn = QwV.	(21)
Незначительная часть теплоты реакции расходуется на нагрева-
ние газа (можно пренебречь), а основная часть отводится через
стенку в окружающую среду. Скорость теплоотдачи от газа к стенке
70 = aS (Т — Л),
где а — коэффициент теплоотдачи, отнесенный к единице времени;
5 — площадь поверхности стенки.
Соотношение значений qn и q0 зависит от конкретных значений
Дя, a, S, молярной концентрации а, температуры и давления смеси
(рис. 5, а).
Рассмотрим условия самовоспламенения смеси (рис. 5, б). Для
данной зависимости w = f (Т) конкретной смеси при неизменном
давлении, определенном объеме V с поверхностью стенок 5 и а =
= const, меняя только TSI можно получить ряд характерных случаев
расположения кривых qn и q0. При сочетании кривых qn и qQ1 смесь
разогревается от начальной температуры TS1 до ТА, поскольку
qn > 70. Это положение изменится в точке А, где qn — qQ. Затем q0
будет больше qn до точки Б, где qn — q0, в дальнейшем qn становится
больше q0. За точкой А систему можно воспламенить только при
внешнем подводе теплоты. Естественное для этого случая устойчивое
41
Рис. 5. Зависимости <?п и от Т для определения температуры самовоспламенения
смеси:
1 — <z0 при а; 2 — qu при р\ 3 — при р' < р; 4 — д'о при а' < а
равновесие системы будет лишь в точке А, где реакция идет с постоян-
ной малой скоростью (qn = 70).
Для кривых 7П и q03 везде от Ts3 величина qn > вплоть до
точки Г', где Ту' Тк (температура конца реакции) и система
вследствие этих температурных условий вынужденным образом будет
приведена к взрыву. Граничным случаем между первым и вторым
будет сочетание кривых qn и q02. Так же как и в первом случае, система
от Ts2 быстро приходит в равновесие в точке В (Тв). Однако равно-
весие в точке В в отличие от равновесия в точке А (Тл) будет неустой-
чивым, так как при любом сколь угодно малом Т > Тв qn > чт0
определяет реакцию взрыва. При незначительном повышении темпе-
ратуры стенки до Ts (штриховая прямая) возникнет постоянно
разгоняющийся взрывной процесс, причем скорость его развития
возрастает с ростом Ts.
Таким образом, касание кривых qn и q0 характеризует критиче-
ский случай, определяющий условия самовоспламенения горючей
смеси. Температура Тв — это теоретическая температура само-
воспламенения, которая однако не является физико-химической
константой данной смеси, она характеризует систему в целом.
Температура Тв зависит от V, S, а, р, а и т. д. Температура Тв
определяет течение реакций при периоде индукции = оо. Поэтому
на практике температурой самовоспламенения смеси при заданных
условиях принято считать минимальную температуру стенки Ts,
при которой в течение определенного отрезка времени наступает
взрыв. Сопоставление температур самовоспламенения различных
смесей возможно только при условии идентичности их определения.
Для горючих смесей существует область характерных параметров,
при которых возможен взрыв. Границы этой области (границы само-
воспламенения) могут быть найдены из анализа уравнений qn и q02
от Т, В точке В qn = qQ и dqJdT = dqJdT или
QVkoa^~E/(RTB) = aS (Тв - Ts);	(22)
[E/(RT2b)] QVkoa^~E/(RTB) = aS.	(23)
42
Рис. 6. Изменение температуры Т смеси во вре-
мени т при различных значениях Ts
Разделив выражение (22) на (23), по-
лучим
RT2B/E = TB-Ts^RTl/E, (24)
так как разность Тв — Ts очень мала
по сравнению с Ts, а Е очень велико.
Если в левой части уравнения (22) счи-
тать Тв — Ts, то с учетом соотноше-
ния (24) QVkQaie~E/(RTs) = aSRTl/E.
После логарифмирования In (а771) = (E/R) T~sr + In [aS7?/(Ql/^0E')].
Отсюда получаем зависимость Ts = Тв = f (а) и др. Таким образом,
используя зависимости молярной доли горючего вещества от дав-
ления, можно легко найти функции Тв ~ ф (р)-
Период задержки самовоспламенения. Для практических целей
важно знать время, в течение которого в данных условиях пройдут
некоторые предпламенные процессы и реакция горения станет
заметной. Скорость разогрева смеси и ее температура зависят от
реакционной способности смеси, ее состояния, температуры стенки
и ее особенностей. Изменение температуры во времени определяется
разностью 7П — q0 и теплоемкостью системы Vcv: dT/dx <=& (qn —
— q^/(Vcv). Если условия тепловыделения и теплоотвода характери-
зуются зависимостями qn и qQr (см. рис. 5, б), то при изменении темпе-
ратуры от Tsx до ТА положительная величина dTIdx все время умень-
шается вплоть до нуля при Т = ТА. Температура системы не может
быть выше температуры ТА (рис. 6). Вследствие уменьшения коли-
чества исходных веществ температура начнет даже снижаться (штри-
ховая линия).
При некотором росте Т до значения Ts3 (см. рис. 5, б), опреде-
ляющем условия теплоотвода ^02, система разогревается до темпе-
ратуры Тв. Дальнейшее даже небольшое повышение Tsi до Т3
приводит к условиям теплоотвода, аналогичным q03, когда темпера-
тура смеси непрерывно возрастает до очень высоких значений,
характерных для реакций горения. Некоторое замедление роста
температуры около точки Тв (см. рис. 6) будет менее заметно при
более высокой температуре Ts3. Точка перегиба определяет конец
индукционного периода теплового воспламенения тг и переход
к развитой химической реакции. Геометрическое место точек перегиба
ряда кривых дает зависимость тг- f (Т) (штрихпунктирная кривая).
Таким образом, температура самовоспламенения Тв (Ts) зависит
от давления, количества горючего вещества в смеси и т. д. Метод
и условия определения Тв также влияют на полученное значение.
На рис. 7 показаны зависимости Тв от объемной доли различных
горючих веществ в смеси с воздухом. Как показали результаты
опыта, для некоторых смесей возможно ступенчатое изменение
зависимости Тв = f (яг)> кривая 6.
Следует отметить, что изменение Тв от р также не всегда соответ-
ствует зависимости 1, показанной на рис. 8, так, например, кривая 2
43
Рис. 7. Зависимость от объемной доли горючих веществ в смеси с воздухом:
1 — СН4; 2 — СО; 3 — С2Н6; 4 — С-Н12; 5 — Н2; 6 — С5Н12, рв = 0.2 МПа
р, к Па
Рис. 8. Зависимость температуры Т% самовоспламенения смесей с воздухом от давле-
ния р:
1 — пентан; 2 — метан
для смесей метана с воздухом имеет перегиб. При 923 К на кривой 2
не одна критическая точка самовоспламенения, а три (/, II, III).
Эти явления могут быть объяснены теорией цепных реакций.
Самовоспламенение смеси в потоке. Особый интерес представ-
ляет процесс горения смеси, движущейся по каналу. Рассмотрим
самовоспламенение смеси в потоке на упрощенном примере.
Пусть по прямому каналу с определенной температурой стенок,
параллельными струями, имеющими одинаковые скорости, течет
горючая смесь. В этом случае любой элементарный объем смеси можно
рассматривать изолированно. Состояние смеси определяется соотно-
шением тепловыделения и теплоотвода. Если тепловыделение от
развивающейся химической реакции превышает теплоотвод, то по
мере движения смеси она будет нагреваться до температуры само-
воспламенения. Процесс может быть ускорен подводом теплоты как
от стенки, так и при перемешивании горючей смеси с горячими
несколько уменьшается концентрация
горючих веществ. В любом случае хи-
мическую реакцию определяет скорость
тепловыделения (рис. 9)
qa = wVQ,
где V — объем канала.
Пренебрегая потерями в окружаю-
щую среду, считаем, что вся выделив-
шаяся теплота идет на нагревание смеси.
Рис. 9. Тепловыделение и теплоотвод в системе
при самовоспламенении потока смеси в канале
44
Продукты реакции . непрерывно уносят из зоны реагирования ко-
личество теплоты
7о = (Т То),
где G — секундный расход газа; ср — теплоемкость газа при постоян-
ном давлении; Т — температура, до которой нагревается смесь;
То— начальная температура.
При температуре стенки Т3 и разных скоростях движения смеси
теплоотвод q0 будет различным (прямые 1—6). В случае отвода теп-
лоты, характеризуемого прямой 6, смесь нагревается от температуры
Ts до ТА, пока qn > q0. Если отвод теплоты изменяется по линии 2,
то подогрев продолжается до температуры 7В. Уменьшение скорости
потока приводит к изменению скорости отвода теплоты по линии 1.
В этом случае qTl > qo почти до конечной температуры и смесь
воспламеняется. Граничный случай самовоспламенения смеси опре-
деляется линией 2. Если горение началось с отводом теплоты, напри-
мер, по линии 1, то процесс можно форсировать увеличением скорости
потока, например, до значения, характеризующего отвод теплоты
по линии 5 (предельный случай). Устойчивая работа может быть
обеспечена лишь при расходе, определяющем теплоотвод по линии 4.
Реальные условия развития процесса горения всегда сложнее
вследствие неравномерности скоростей, температур и количеств
веществ по сечению канала сложной формы.
Вынужденное воспламенение
В топливосжигающих устройствах всегда осуществляется вы-
нужденное воспламенение (зажигание) горючей смеси: смесь с темпе-
ратурой намного ниже Тв воспламеняется после интенсивного под-
вода теплоты к небольшой части общего объема от постороннего
источника, например небольшого постороннего пламени, электри-
ческой искры, раскаленного тела и т. д. Результаты исследований
показывают, что существуют границы возможного вынужденного
воспламенения по начальной температуре, составу смеси, ее давле-
нию. Кроме того, имеются общие пределы воспламенения смеси от
какого бы то ни было источника.
Воспламеняющаяся смесь — такая, в которой пламя может не-
ограниченно распространяться от источника воспламенения даже
при кратковременном его действии. В невоспламеняющейся смеси
даже при наличии вспышки после удаления источника воспламенения
горение прекращается. Воспламеняющаяся смесь топлива с воздухом
при добавлении, например, инертного газа или избыточного коли-
чества воздуха или при чрезмерном обогащении топливом может стать
невоспламеняющейся. Для воздушных смесей с парами бензина или
керосина пределы воспламенения определяются коэффициентами
избытка воздуха: amln = 0,2-4-0,3 — богатый предел; атах = 1,8-4-
-4-2 — бедный предел. С понижением температуры смеси границы
воспламенения сужаются.
Границы воспламенения определяют надежность и устойчивость
работы камеры сгорания, условия пуска и пожарную безопасность.
45
Рис. 10. Поля температур Т и концентрации га-
зов вблизи^поверхности высоконагретого тела
Важным фактором вынужденного воспламене-
ния является общий объем системы или диаметр
канала, по которому движется поток смеси. Мини-
мальный объем канала (диаметр трубки) ограничен
его размерами, при уменьшении которых нельзя
добиться горения в потоке данной смеси. Следует
отметить, что пределы воспламенения заранее не-
перемешанных смесей, например при введении мел-
кораздробленного жидкого топлива в поток воздуха,
значительно расширяются. В этом случае воспламе-
нение топлива осуществляется за счет горения час-
тей смеси оптимального состава, образующихся в
общем объеме. Пределы воспламенения смеси значительно зависят от условий за-
жигания, подачи топлива, размеров отдельных капель в струе топлива и т. д.
Процесс вынужденного воспламенения принципиально не отличается от само-
воспламенения, однако ускорение реакций первоначально идет в малом объеме и по-
степенно распространяется на всю смесь. Расчет вынужденного воспламенения более
сложен. Схему этого процесса можно упростить, считая, что в начале процесса кон-
центрация горючей смеси в объеме одинаковая. Этим исключаются из рассмотрения
процессы диффузии реагирующих веществ.
Зажигание высоконагретым телом. Если в объем, заполненный смесью при тем-
пературе То, внести небольшое высоконагретое тело (например, пластинку), то в за-
висимости от температуры стенки тела Тг его размеров и других факторов эффект
будет различным. Так, например, в смеси с инертным газом за счет теплообмена,
ближайшие прилегающие к пластине слои нагреваются (рис. 10, кривые /), но уже
на некотором расстоянии ZL (ZJ) смесь, не способная к химическому реагированию,
будет иметь температуру, близкую кТ0. Если нагретое тело внесено в горючую смесь
и температура стенки тела Т{ не намного больше температуры холодной смеси То,
при которой смесь практически не реагирует, то поле температур все же несколько
изменится по сравнению с предыдущим случаем. В слоях смеси, непосредственно
примыкающих к пластине вследствие некоторого подогрева, химическая реакция
интенсифицируется и температура этих слоев увеличится (кривые 2). Выделившаяся
в ходе реакции теплота будет характеризоваться площадью заштрихованных обла-
стей между кривыми 1 и 2.
Площади этих областей увеличиваются с повышением температуры стенки Тст
накаленного тела. Очевидно, при какой-то температуре ГСт = Тг, по крайней мере
вблизи стенки, температура смеси будет постоянна и равна Для данной горючей
смеси значение Тст = Тг будет критическим, определяющим условия зажигания и
dT
в частности температуру зажигания Т3. При этой температуре = 0 (п — нор-
маль к стенке). Очевидно, что даже при незначительном повышении Гст до Т'“ тем-
пература смеси будет непрерывно повышаться от этого значения, причем тем ин-
тенсивнее, чем выше Тст.
При Дет = Т3 поток теплоты от тела к начавшей реагировать смеси отсутствует
и температура смеси определяется совокупностью явлений тепло- и массообмена раз-
вивающейся химической реакции. Температура зажигания не равна температуре само-
воспламенения. Экспериментально установлено, что Т3 > Тв и разность между ними
тем больше, чем меньше мощность источника зажигания (размеры нагретого тела).
Это связано с резким уменьшением температуры при удалении от тела и некоторым
снижением концентрации горючих веществ аг в слоях газа у стенки в период их
разогрева (кривые 3 и 4). Могут быть случаи реагирования смеси у стенки, но без
распространения реакции на весь объем, это равносильно отсутствию зажигания.
Если нагретое тело выполнено из материала, являющегося катализатором реак-
ций горения, то зажигание ухудшается и при прочих равных условиях в этом случае
нужна более высокая температура стенки. Объясняется это тем, что в начальный пе-
риод прогрева пристенного слоя смеси исходная концентрация аГо горючей смеси
46
у стенки снижается быстрее (кривая 7) ввиду адсорбции смеси поверхностью, раз-
ложения и интенсивного реагирования молекул у стенки.
Слой смеси, прилегающий к пластине, прогревается быстрее остальных частей
объема, в нем ускоряется химическое реагирование и одновременно возникают кон-
вективные токи. Зажигание смеси становится возможным только тогда, когда время
контакта пристенного слоя смеси с телом будет превышать период задержки зажи-
гания. Конвективный теплообмен проявляется существеннее в смесях, обладающих
большей тепловой энергией, например стехиометрических. Поэтому в этих смесях
температура зажигания будет выше.
Ускорению прогрева достаточного для зажигания всей смеси и снижению Т3 спо-
собствует увеличение площади поверхности высоконагретого тела и уменьшение от-
носительной его скорости движения в смеси. Условия зажигания несколько ухуд-
шаются при увеличении турбулентности смеси. С повышением давления в смеси
температура зажигания понижается.
Электроискровое зажигание. Для воспламенения топлива обычно
используют электроискровое зажигание вследствие большего удоб-
ства и высокой надежности. По сравнению с воспламенением от
высоконагретого тела процесс электроискрового зажигания более
сложен и недостаточно изучен. При электроискровом разряде кроме
увеличения температуры смеси происходит ее ионизация. С одной
стороны, электрическая искра, проскакивающая между электродами
свечи, рассматривается как небольшое накаленное (газообразное)
тело, температура которого достигает 6000—20000 К- При этом, чем
выше температура и больше размеры электроискрового канала, тем
интенсивнее зажигание. С другой стороны, электрическая искра
вызывает ионизацию среды с образованием большого количества
активных частиц, что увеличивает скорость реакции и улучшает
зажигание.
Для каждой смеси по концентрации горючих веществ, давлению
и другим параметрам можно определить наименьшую мощность
искры, при которой зажигание смеси еще возможно. С увеличением
мощности искры (силы тока /) границы составов смесей, в которых
происходит зажигание, можно расширить до некоторого предела.
При некоторой мощности искры эффект зажигания практически не
зависит от дальнейшего ее увеличения, ее называют насыщающей.
Именно такое значение мощности обеспечивает наиболее надежное
зажигание, в минимальной степени зависящее от других факторов.
§ 6. ПРОЦЕСС РАСПРОСТРАНЕНИЯ
ПЛАМЕНИ
Процесс горения (распространения пламени) всегда связан с дви-
жением газа. В неподвижной смеси при возникновении процесса
горения газ приходит в движение, например, вследствие изменения
плотности. При достаточно больших размерах системы горение со
временем принимает турбулентный характер: даже в неподвижной
смеси можно получить турбулентную форму распространения поверх-
ности фронта пламени.
Зажигание смеси в небольшой ее части должно обеспечить распро-
странение горения по всему объему. В неподвижной смеси, запол-
няющей, например, горизонтально расположенную трубу, закрытую
47
с одного конца, процесс распространения фронта пламени (реакций
горения) имеет несколько форм. После поджигания у открытого
конца обычно наблюдается медленное, равномерное распространение
пламени по длине трубы со скоростью ип несколько метров в секунду,
в зависимости от состава смеси, концентрации веществ, давления,
температуры и др. Это ламинарное (нормальное) распространение
фронта пламени.
В длинной трубе ламинарное распространение фронта пламени
имеет место только на начальной части ее длины — примерно на
1/4—1/5 в зависимости от общей длины и диаметра трубы, концентра-
ции и вида горючего, состояния смеси. Гладкая поверхность фронта
пламени по форме напоминает несимметричный относительно оси
мениск, выпуклый в сторону невоспламененной смеси. Влияние
диаметра сказывается, но до некоторого его максимального значения.
При уменьшении диаметра до некоторого минимального («гасящий
диаметр») распространение пламени в трубе становится вообще
невозможным.
После первоначального равномерного распространения пламени
его гладкая поверхность постепенно становится зазубренной, харак-
терной для турбулентного распространения фронта пламени мт. При
этом пламя, разгоняясь, движется с колебаниями, одновременно
резко увеличивая среднюю поступательную скорость до нескольких
десятков и даже сотен метров в секунду. Этот вид горения нестабилен.
Некоторые сильные броски фронта пламени могут привести к срыву
или (в определенных условиях) к детонационному распространению
пламени (взрывной волне). Детонационное горение характеризуется
стабильными, очень большими скоростями (до нескольких тысяч
метров в секунду). Неустойчивое распространение пламени с отбро-
сами назад связано с возникновением волн сжатия, их перемещением,
накоплением и отражением от стенок, то ускоряющих,то замедляющих
движение фронта пламени. В целом движение фронта пламени уско-
ряется, и скорость его движения достигает сотен метров в секунду.
Колебания распространения фронта пламени возрастают с ростом его
скорости. Вибрации пламени появляются раньше отбросов и могут
быть вызваны первоначальными слабыми колебаниями газа. Повы-
шение реакционной способности и плотности смеси, рост длины и
уменьшение диаметра трубы способствуют образованию детонацион-
ных волн.
Следует отметить, что обнаружена большая чувствительность
колебаний фронта пламени к звуковым воздействиям, при определен-
ных условиях возможен резонанс колебаний.
Колебательные движения передаются газу и пламени регулярно:
в момент зажигания, затем вследствие увеличения первоначальных
сфер возникшего фронта при перемещении менее плотных горячих
объемов продуктов сгорания в верхние части канала, в момент
соприкосновения пламени со стенками и перестройки сферического
фронта в менискообразный несимметричный фронт при омывании
поверхностью пламени шероховатостей стенки, в случае встречи
фронта с прямыми и отраженным звуковыми волнами и т. д.
48
В результате искривляется и увеличивается поверхность фронта
пламени, происходит его турбулизация, фронт пламени может стать
источником возмущений.
При наложении большого числа волн, распространяющихся
в уже возмущенной среде, увеличивается амплитуда во фронте перво-
начальных колебаний и создается кумулированная звуковая волна.
При дальнейшем развитии процесса с бесконечно большим числом
совмещенных волн обычно впереди фронта пламени возникает удар-
ная волна сжатия (часто создавая новый фронт), которая при встрече
со старым фронтом не отбрасывает его назад, а дает начало детона-
ционному горению. В детонационном фронте воспламенение смеси
вызывается ударно-адиабатным сжатием.
В любом случае распространение пламени по длине трубы пред-
ставляет собой перемещение определенной зоны, в которой после
некоторых подготовительных процессов в основном осуществляются
химические превращения. Основной подготовительной стадией явля-
ется процесс подогрева смеси. Слой определенной толщины, включаю-
щий зоны подготовки смеси к реагированию и химического превра-
щения, называют поверхностью фронта пламени. Она, следовательно,
служит границей раздела между невоспламененной смесью и продук-
тами сгорания. Поэтому скорость процесса сгорания можно характе-
ризовать линейным перемещением фронта пламени в единицу вре-
мени.
Ламинарное распространение фронта пламени после зажигания
у открытого конца трубы происходит с малыми скоростями в усло-
виях свободного расширения продуктов реакции (р = const). Очеред-
ной слой невоспламененной смеси подогревается от зоны химической
реакции во фронте пламени в результате теплопроводности. При
нормальном горении смеси в неподвижном объеме или в ламинарном
потоке процессы обмена протекают только за счет движения молекул
без обмена импульсами и массами между соседними струйками.
Ламинарные течения осуществляются при числах Re < 2000—3000.
Нормальная скорость распространения поверхности фронта пла-
мени ип — перемещение элемента поверхности фронта пламени
в единицу времени в сторону невоспламененной смеси по нормали
к поверхности фронта в данном месте. Нормальная скорость является
физико-химической константой данной смеси для определенных
условий. Как показали результаты исследований, эта скорость в зна-
чительной мере определяет скорость распространения поверхности
фронта пламени в турбулентном потоке нт, имеющую место в камерах
сгорания ГТД.
Ламинарное горение
Скорость распространения пламени в ламинарном потоке. В по-
коящейся среде отметим последовательно два бесконечно близких
положения поверхности фронта пламени, через dn обозначим вели-
чину перемещения элемента фронта пламени по нормали к поверх-
ности в данном месте в сторону исходной смеси. Тогда в интервале
49
Рис. 11. Схема факела газовой горелки
времени dx величина dn'dx — ип — нор-
мальная скорость распространения по-
верхности фронта пламени. Следователь-
но, количество смеси, сгорающее на
равных площадках фронта пламени,
одинаковое. Если среда движется со
скоростью w, то видимая скорость рас-
пространения фронта пламени v —
== ип ± wn (wn — проекция вектора
скорости w на направление норма-
ли п).
Величина ип, естественно, не зависит
от того, движется смесь или нет, если
наряду с молекулярной теплопровод-
ностью в процессе отсутствует молярный перенос теплоты, имею-
щий место в турбулентном потоке.
Пламя газовой горелки. Простой метод определения величины
ип в ламинарном пламени газовой горелки был предложен В. А. Ми-
хельсоном. Пламя имеет две видимые конические поверхности:
внутреннюю I, ярко светящуюся, голубого цвета, и внешнюю II,
желтоватого оттенка (рис. 11, а}. На поверхности I осуществляется
основная часть химических превращений, глубина которых опреде-
ляется температурой, количеством окислителя и т. п. Во внешнем
конусе II на расстоянии, отделяющем один конус от другого, топливо
догорает обычно с участием кислорода окружающей среды. В опре-
деленных условиях, особенно в обедненных по топливу смесях,
второй конус может отсутствовать. На рис. 11 штриховыми линиями
показаны линии тока при горении.
При ламинарном течении видимая скорость распространения
фронта пламени газовой горелки равна нулю (v = 0), поверхность
фронта пламени находится в кажущемся покое, определяемом движе-
нием холодной смеси со скоростью w и встречным движением фронта
пламени со скоростью ип, т. е. ип = wn. На рис. 11,6 показан эле-
мент поверхности пламени dS. По построению видно, (что ип ~
= w cos ср. Из второго подобного треугольника следует, что элемент
площади сечения горелки dF = dS cos ср. Определяя cos ср из первого
выражения, после интегрирования получим
ип = V/Sn,
(25)
где V — секундный объемный расход газа через горелку; Sn —
поверхность пламени, которая определяется по его фотографии.
Пламя имеет форму не прямого конуса (поверхность /'), а конуса
с криволинейной образующей (/), так как скорость ип не везде
одинаковая: у основания конуса пламени из-за теплоотвода (пониже-
ния температуры смеси) через стенки горелкь, скорость ип умень-
шается, а у вершины вследствие более интенсивного подогрева смеси
увеличивается.
50
Скорость ип, рассчитанная по выражению (25), может иметь
погрешность, обусловленную завышением величины Sn, получаемой
по фотографии, так как она дает контуры светящегося конуса, вклю-
чая толщину слоя раскаленных продуктов сгорания около наружной
границы фронта пламени.
Погрешность расчета можно уменьшить, увеличивая относитель-
ные размеры пламени за счет использования горелок значительного
диаметра или определяя угол ср для струйки газа, имеющей на
действительной эпюре скоростей потока скорость, равную средней
расходной скорости течения.
Сферическое распространение пламени. Свободное сферическое
распространение пламени от точечного источника зажигания можно
наблюдать в неограниченном объеме невозмущенной смеси. В реаль-
ных условиях, если зажигание смеси осуществлено в замкнутом
объеме,, давление и температурные условия (из-за влияния стенки)
постоянно будут изменяться, влияя на характер движения фронта
пламени, нарушая его симметрию. Переменной величиной является
и составляющая видимой скорости распространения фронта пламени,
вызванная расширением продуктов сгорания. Выясним влияние
расширения продуктов сгорания на скорость движения пламени.
Рассмотрим простейшую схему плоского установившегося течения
горючей смеси по каналу постоянного сечения (рис. 12, а). Фронт
пламени (условно плоский) находится в сечении А. Выделим перед
ним до сечения В малый объем свежей смеси 1, занимающий некото-
рую длину канала lA_B = ип dx. Если движение потока отсутствует
и продукты сгорания 2 находятся в покое, то фронт пламени через
время dx должен переместиться на расстояние ип dx от сечения А, т. е.
в сечение В. Однако с учетом расширения продуктов реакции и их
скорости w2 пламя на самом деле окажется в сечении В', а начальное
сечение А, где пламя было в момент времени т, переместится в сечение
А', причем 1да' = w2dx. Действительный путь пламени (с видимой
скоростью и) за время dx будет равен 1Ав' — vdx. Так как масса
выделенного объема до прохождения по нему пламени и после не
изменилась, то
unPi — (у — ^2.) Рг или ип — (и — w2) p2/pi,
где Pi и р2 — плотности соответственно свежей смеси и продуктов
сгорания.
Сферическое распространение поверхности фронта пламени можно
достичь и в ограниченном пространстве, если стенки, ограничивающие
его, могут деформироваться, сохраняя давление внутри объема
постоянным. Эта схема получается, например, при выдувании горю-
чей смесью II мыльного пузыря (рис. 12, б) и воспламенении смеси
электрической искрой в центре. Горение внутри мыльного пузыря
будет идти при р = const за счет деформации его стенки до тех пор,
пока фронт пламени не распространится до стенок (г = гк). В этой
схеме w2 = 0 и, следовательно, ип ~ up2/pi- Скорость ип определяют
по фотографии (на движущейся пленке I) сферического пламени,
возникающего внутри пузыря и имеющего в начальный момент вре-
51
Рис, 12. Схема распространения пламени
мени радиус г = г0. В конечный момент времени тк пламя достигает
стенок пузыря и разрушает его. В этот момент радиус мыльного
пузыря равен гк.
гр	4 з
Так как до сгорания и после масса системы неизменна, -у лгср1 =
= -у-лГкР2, т. е. p2/pj = ГоЛк. Кроме того, v = rJtK, где тк — пол
ное время процесса сгорания. Таким образом,
ип
Данным методом определения скорости ип пользоваться нельзя,
если смесь способна диффундировать через пленку пузыря, реаги-
ровать с ней, или когда смесь под влиянием влажности меняет свои
характеристики.
Видимая скорость распространения пламени. Видимая скорость
v, как правило, больше ип, она не является физико-химической
константой данной смеси. Скорость v зависит, например, от располо-
жения и диаметра трубы (канала), где находится или течет горючая
смесь. В момент зажигания смеси у открытого конца наблюдается
сферическое распространение пламени. По мере приближения его
к стенкам движение фронта замедляется, накопившиеся горячие
продукты реакции, имеющие плотность меньше плотности невоспла-
мененной холодной смеси, стремятся вверх, деформируя поверхность
пламени. Наконец устанавливается вполне определенная для данных
условий (диаметра трубы dTP, площади ее поперечного сечения 5тр)
52
форма фронта пламени. Затем фронт пламени движется, практически
не деформируясь, с неизменной скоростью v на определенном участке
трубы, составляющем примерно 1/4—1/5 ее длины.
Если объем смеси, прореагировавшей за единицу времени, Усм,
то v — VCM/STP. Вместе с тем ип = ЕСм^пл- Следовательно, ип —
= и$тр/5пл. С ростом с?тр отношение 5пл/5тр возрастает в связи
с искривлениями поверхности фронта пламени и автотурбулизацией
потока. Очевидно, при увеличении dTp будет возрастать количество
смеси, реагирующей в единицу времени, а значит, температура.
В соответствии с этим будет расти скорость v.
Процесс нормального распространения пламени. Процесс лами-
нарного распространения пламени исследован еще не в полной мере.
В настоящее время исходят из следующих соображений. Так как все
реакции горения являются цепными, то химическое превращение
осуществляется через ряд промежуточных соединений благодаря
действию активных частиц, диффундирующих из зоны реакции в све-
жую смесь и зарождающихся непосредственно в смеси перед реакцией.
Кроме того, реакции горения сопровождаются выделением большого
количества теплоты, при передаче которой свежей смеси создаются
условия, обеспечивающие интенсивное протекание химической реак-
ции. Поэтому следует рассматривать эти процессы совместно. Наи-
большее признание получила тепловая теория распространения
пламени, которая исходит из рассмотрения трех основных явлений,
определяющих весь процесс: теплопроводности, диффузии и химиче-
ского реагирования, в общем случае в условиях вынужденного тече-
ния при молекулярном механизме переноса теплоты и вещества. Эти
три явления описываются соответствующими тремя уравнениями.
Рассмотрим (рис. 13) стационарный плоский фронт пламени
в смеси, движущейся со скоростью w = ип навстречу фронту. На
рисунке ширина (толщина) 6 фронта пламени увеличена, в действи-
тельности она равна доле миллиметра. Во фронте очередная порция
невоспламененной смеси должна прогреваться в зоне подогрева 6П
и химически прореагировать в зоне хи-
мической реакции 6Х. В результате силь-
ной зависимости скорости химической
реакции от температуры химическое
реагирование будет в основном про-
ходить при температуре, близкой к Тк
(конца реакции). Интенсивное химиче-
ское реагирование также начнется при
высокой температуре 7В Тк.От на-
чальной температуры Тн до Тв исход-
ная горючая смесь А подогревается в
зоне 6П вследствие молекулярной теп-
лопроводности от зоны химической реак-
Рис. 13. Структура фронта пламени при лами-
нарном горении и изменение температуры и
концентрации горючего газа по длине трубы
53
ции, одновременно обмениваясь с ней вследствие диффузии какой-то
частью активных частиц и горючей смесью (пГн — пг). Таким обра-
зом, продукты реакции нагреваются незначительно от Тв до Тк.
Стационарное течение процесса возможно при условии равенства
теплоты qx, необходимой для нагревания свежей смеси от Тн до Тъ,
теплоте q2, полученной из зоны химической реакции теплопровод-
ностью. Теплоты и q2 на единице поверхности фронта пламени
в единицу времени можно представить в виде
<71 = £рРн(Тв - У)ип\	(26)
q2 = 'kdT/dl,	(27)
где ср, рн и Z — соответственно теплоемкость при р = const, плот-
ность и коэффициент теплопроводности исходной горючей смеси,
принимаемые постоянными по времени; I — длина участка.
Частью теплоты, идущей на нагревание реагирующих веществ от
температуры Тв до 7\, ввиду близости их значений обычно пренебре-
гают, полагая, что вся теплота реакции идет на нагревание исходной
горючей смеси. При этом в выражении (27) производная dTIdl отно-
сится к границе зоны реакции.
Если для упрощения рассмотреть изменение Т, характеризуемое
не касательной в точке В, а секущей линией I—II, т. е. принять
dTIdl = (Тк — Тн)/6, то, считая в выражении (26) Тв = Tv, получим
нормальную скорость распространения пламени ип = а'8 [а =
~ М^рРн) — коэффициент температуропроводности исходной смеси ].
Вместе с тем ип = 6х/тх (тх — время течения химической реакции).
Величина < 6,
6Х = Ф (w) 6,
где Ф (w) — функция, определяемая скоростью химической реакции.
Тогда
ип = У Ф (^) Уа/тх.	(28)
Это выражение позволяет выявить принципиальную зависимость
скорости нормального распространения поверхности фронта пламени
от основных параметров смеси. Считая известным влияние пара-
метров на скорость химической реакции, рассмотрим выражение
)/а/тх^пп. Принимаем
тх = plw,	(29)
где w — среднее значение скорости объемной реакции в зоне горе-
ния кг/(м3-с).
Характер влияния параметров смеси ясен из выражений:
а = М(срр) ~ р"1 и w рпе~Е/^т\ Таким образом,
У а/т:х ип^ kpQ'rjn~l
Дальнейшая конкретизация возможна лишь при известных по-
рядке химической реакции п, константе скорости реакции k, функции
Ф (w) и энергии активации Е. Влияние этих величин можно опре-
54
Рис. 14. Изменение скорости ип газовоздушных смесей в зависимости от температу.
ры Т и коэффициента а избытка воздуха:
1 — Т = 293 К; 2 — Т = 473 К: 3 — Т = 673 К; 4 — Т = 873 К: ------- — смеси СН4:
-----— смеси Н2
Рис. 15. Зависимость нормальной скорости ип распространения пламени бензино-
и газовоздушных смесей от коэффициента а избытка воздуха в смеси:
1 — Н2; 2 — бензин; 3 — С2Н2; 4 — СО; 5 — СН4
делить суммарно по результатам большого числа экспериментов. Для
ориентировочных расчетов можно принять ип р-°<25 и ип ж Т\
Зависимость нормальной скорости распространения поверхности
фронта пламени от параметров горючей смеси. Согласно резуль-
татам экспериментальных исследований нормальная скорость распро-
странения поверхности фронта пламени ип зависит от свойств компо-
нентов горючей смеси, их соотношения (рис. 14), температуры,
давления смеси и др. Известно, что максимальную скорость (wn)max
имеют не стехиометрические смеси (аг = 1), а смеси с некоторым
избытком горючего (аг < 1). Для бензина или керосина в смеси
с воздухом (wn)max имеет место при аг = 0,93-4-0,96 (рис. 15). Однако
максимальное тепловыделение и максимальную температуру горения
дают стехиометрические смеси. С повышением температуры исходной
свежей смеси скорость ип увеличивается, при этом несколько расши-
ряются пределы горения по а.
Для многих топливовоздушных смесей с увеличением давления р
величина ип уменьшается. Однако при р < 0,1 МПа зависимость
может быть и обратной, например, для смесей СО с воздухом. Если
окислителем является кислород, то величина ип для большинства
смесей практически не зависит от давления. Массовая скорость
распространения фронта пламени m = рип неизменно увеличивается
с ростом давления.
Значительное снижение величины ип происходит в присутствии
примесей. Наибольший интерес представляет случай балластировки
воздуха продуктами сгорания топлива, особенно при многократном
сжигании топлива в одном потоке воздуха по мере его движения по
каналу, когда количество воздуха достаточно для осуществления
химической реакции, например в ГТД при наличии камер сгорания
промежуточного подогрева газов или форсажной. Дополнительная
камера сгорания используется для промежуточного между ступенями
турбины подогрева газов, в ней процесс горения топлива происходит
55
Рис. 16. Схема догорания смеси СО с воздухом за фронтом пла-
мени: / — поверхность фронта пламени толщиной 6
за счет оставшегося не использованным в основной
камере сгорания воздуха (кислорода). При этом кон-
центрация О2 уменьшается, понижая ип, а темпера-
тура потока, как правило, возрастает, повышая ип.
Таким образом, очевидно определяющее влияние
температуры, вплоть до величины близкой к темпе-
ратуре самовоспламенения смесь.
Догорание за фронтом пламени. Полного выгора-
ния смеси в самом пламени (на толщине 6 = бп + 6Х)
не происходит, хотя здесь реагирует основная масса горючих ве-
ществ. Для полного выгорания смеси всегда требуется некоторая зона
догорания шириной /д. Таким образом, процесс горения, начинаю-
щийся на внутренней границе поверхности фронта пламени толщи-
ной 6, заканчивается не в толщине фронта пламени, а на длине
значительно большей: 6ПЛ = 6 + /д.
Общая длина факела /ф, например над газовой горелкой, иногда
существенно превышает длину зоны горения /г, включая за фронтом
зону догорания длиной /д (рис. 16). Для центральной струйки (/ф)ц =
— /г + /д, причем /д > 6. Рассмотрим в качестве примера догорание
смеси СО в воздухе при изменении внешнего давления. При р >
> 0,1 МПа на расстоянии нескольких долей миллиметра от началь-
ной поверхности фронта пламени смесь выгорает в среднем на 80—
90 %. Наибольшая температура наблюдается в зоне догорания, а не
на поверхности пламени.
Турбулентное горение
Распространение пламени в турбулентном потоке. Процесс рас-
пространения пламени в движущемся турбулентном потоке имеет
большой практический интерес, поскольку именно такое гооение
характерно для топливосжигающих устройств.
Разработка вопросов теории турбулентного распространения
поверхности фронта пламени и методов решения практических задач
во многом определяется трудами отечественных ученых В. А. Ми-
хельсона, Д. А. Франк-Каменецкого, К. Н. Щелкина, Е. С. Ще-
тникова, А. В. Талантова, А. С. Соколика и др.
Простейшим примером турбулентного горения может служить
пламя газовой горелки при турбулентном истечении однородной
топливовоздушной смеси (рис. 17).
При турбулентном распространении пламени так же, как и при
ламинарном, тепло-массобмен осуществляется теплопроводностью и
диффузией. Существенное отличие заключается в том. что перенос
теплоты и вещества при турбулентном режиме движения осуществля-
ется за счет не только молекулярного, но и молярного обмена, имею-
щего определяющее значение. Перемешивание элементарных объемов
при пульсационном движении газа резко интенсифицирует отдельные
стадии процесса и течение его в целом.
Рис. 17. Схема пламени газовой горелки при турбулентном
истечении однородной смеси
Струйно-факельный способ сжигания, особен-
но газообразного топлива (обычно предваритель-
но не перемешанного с воздухом) довольно часто
используется на практике. Как уже отмечалось,
в ламинарном потоке контуры факела пламени
гладкие, четко очерчены и толщина (ширина) по-
верхности пламени 6 мала. Условно показывая
ламинарный фронт пламени одной линией получим
схему, аналогичную рис. 16 (сплошной внутренний
конус). В случае развитой зоны догорания над ним
будет еще один конус (наружный сплошной).
В турбулентном потоке фронт пламени (см.
рис. 17) размыт пульсациями и имеет толщину дт, значительно боль-
шую толщины ламинарного фронта 6. Длина факела /ф, определяемая
по оси горелки, складывается из длины /г зоны горения (пламени), и
длины воны догорания /д. От поверхности воспламенения I (перед-
ней границы фронта) до поверхности II (конца зоны горения), т. е.
на толщине турбулентного фронта пламени бт обычно не происходит
полного выгорания смеси. Зона догорания длиной /д ограничена по-
верхностью III. На левой стороне рис. 17 эти поверхности I, II,
III — условно заменены осредненными гладкими линиями.
Здесь расстояние Га по соответствующей линии тока есть местная
толщина фронта 6Т, а а'2' —длина /д. Как правило, /ф — /в +
4-	4- /д, однако при некоторых условиях /д 0 и /ф = /г =
—- Г + 6Т.
В случае ламинарного распространения фронта пламени, считая
6^0, получим /г = /в и /ф = /г 4- /д, а при отсутствии догорания
/ф = 1Г — /в. В турбулентном факеле пренебречь величиной бт
нельзя, так как она бывает соизмерима с характерными размерами
системы. Длину /ф факела удобно определять расстоянием по нормали
к поверхности или плоскости фронта пламени, при прямолинейных
линиях тока, перпендикулярных к поверхности пламени оба опреде-
ления /ф совпадают.
Сумма отдельных пульсаций в каждый момент по-разному искрив-
ляет поверхность турбулентного фронта распространения пламени,
увеличивая ее площадь и количество вещества, вступающего в реак-
цию в единицу времени на этой поверхности. Соответственно турбу-
лентное горение характеризуется скоростью ит распространения пла-
мени, значительно превышающей скорость ип нормального распро-
странения пламени.
Элемент фронта пламени при турбулентном его распространении
можно рассматривать, осредняя элементарные искривления на опре-
деленной длине, превышающей размер единичных выступов и неров-
ностей. В этом случае по аналогии с ип скорость распространения
фронта пламени в турбулентном потоке и.г является скоростью
движения этого элемента. Очевидно, что одновременно пт характери-
57
Рис. 18. Зависимости скорости иг от о/при различных
1 — ип = 40 см/с; 2 — ип = 30 см/с; 3 ₽- ип = 20 см/с
зует объем вступивших в реакцию веществ
за единицу времени на единице поверхности
фронта пламени.
По результатам эксперимента (в том чис-
ле в закрытом канале) скорость распростра-
нения пламени в турбулентном потоке опре-
деляется скоростью ип горючей смеси, ее составом, пульсационной
скоростью потока w', температурой смеси, ее давлением и др. На
рис. 18 представлена зависимость wT от ш' и ип для газовоздушной
смеси, по составу близкой к стехиометрическому, при атмосферном
давлении и температуре смеси Тс = 293 К. На рис. 19 приведены
зависимости иг от давления р и а при разных скоростях потока w.
Возникновение турбулентности в потоке можно ускорять искус-
ственно установкой сеток, стержневых решеток, завихрителей и т. д.
Фотографии ламинарного (рис. 20, а) и турбулентного (рис. 20, б)
фронтов пламени получены на одинаковых горелках при одинаковых
составах смеси и скоростях движения потока. Границы турбулентного
фронта нечеткие вследствие хаотических пульсаций поверхности
пламени, наложения их при большой выдержке фотографирования.
Ламинарный гладкий конус пламени с ростом скорости потока
увеличивает свою высоту. При тех же скоростях потока турбулентного
распространения фронта высота пламени уменьшается, так как мт>цп.
Результаты исследования сопоставимости опытов на простой
модели открытого пламени (газовая горелка) и в канале (камере сгора-
ния) показывают принципиальную однозначность и близость полу-
чаемых данных.
На рис. 21 приведены зависимости цт от а при горении бензино-
воздушной смеси в открытом потоке (точки) и ограниченном стенками
а)	5)	- .
Рис. 19. Зависимости скорости «т от давления р (а = 1,5) и коэффициента а избытка
воздуха:
7 — w = 80 м/с; 2 — w = 20 м/с; 3 о> = 115 м/с; 4 — w — 75 м/с; 5 — w = 31 м/с
58
камеры сгорания (сплошные линии). В результате установлена доста-
точная стационарность скорости турбулентного распространения
пламени при однородной турбулентности среды и нестационарность
(увеличение) ширины зоны турбулентного горения по ходу потока.
Следует отметить, что не все исследования достаточно хорошо согла-
суются между собой из-за сложности их проведения, различия
методик измерений и точности измерительных приборов.
Величину wT определяют на основе принципа Михельсона, под-
считывая объемный расход смеси V и находя осредненную площадь
5ПЛ поверхности пламени. Тогда как для ип получаем цт = К/5ПЛ.
Это — средняя турбулентная скорость распространения фронта
пламени. Локальную скорость иу найдем, рассматривая элементарную
площадку dS фронта пламени 5ПЛ (рис. 22). При dS -> 0 скорость
цт = w cos ср. Точность определения формы (угла наклона) и поло-
жения факела очень важна, но сделать это трудно вследствие наличия
зоны догорания, пульсаций потока и др.
Значение wT существенно зависит от параметров турбулентности
(перемешивания) потока смеси, в каждой точке которого они опреде-
ляются амплитудой и частотой пульсаций скорости, температуры,
давления, концентраций (в том числе продуктов реакции) и др.
Количественное описание пульсаций связано с представлением
истинного мгновенного значения, например скорости шм как суммы
средней скорости за значительный интервал времени ^ср=^ и пульса-
ционной скорости w', Пульсацион-
ная скорость определяется как сред-
няя квадратическая: w' = /"(й>')2*
Отношение w'lw — е называется
степенью, или интенсивностью, турбу-
лентности (число Кармана). Средний
Рис. 20. Виды поверхностей фронтов пламени
Рис. 21. Зависимости скорости ит от а при разной скорости w потока:
1 — w = 94 м/с; 2 — w = 64 м/с; 3 — w = 54 м/с; 4 — w = 30 м/с
59
Рис. 22. Схема определения турбулентной ско-
рости ит распространения фронта пламени
эффективный размер элементарных
объемов перемешивающейся смеси
определяет эйлеров масштаб турбу-
лентности 10. Однако целесообразнее
использовать лагранжев масштаб турбу-
лентности Z, принимая его за путь, про-
ходимый объемом в пульсационном дви-
жении относительно всей массы пото-
ка, с сохранением его особенностей
I = ьу'тс,
где тс— время смешивания (существования данной пульсации) или
характерное время турбуленности данного потока.
Экспериментально-расчетные исследования установили прямую
связь обоих масштабов турбулентности: Zo 21.
Аналогично коэффициенту молекулярной диффузии перенос ве-
щества в турбулентном потоке определяют коэффициентом турбулент-
ного обмена (коэффициент турбулентной температуропроводности)
ат = lw'. Исходные положения теории турбулентного распростра-
нения поверхности фронта пламени различают два случая турбулент-
ного распространения пламени в зависимости от характеристик
потока.
1. Масштаб турбулентности мал (Z < 6), он меньше ширины
нормального фронта пламени 6 (рис. 23, а). Турбулентный фронт
пламени искривлен незначительно (рис. 23, б). Приняв ип у^а/т*
и для турбулентного режима считая время химической реакции
неизменным, получаем отношение скоростей	или
щ.!ип (я + а^а =	— ат/а.
Величина ат а, причем ат lw', следовательно,
wT ип У1 -f- Iw'/a .
При мелкомасштабной (слабой) турбулентности wT « у^ w' y^w
2. Масштаб турбулентности велик (Z > 6). Фронт пламени очень
искривлен и зазубрен (рис. 23, в), а в некоторых случаях (Z > 6
и ш' » ип) может даже разбиваться на отдельные зоны или выбра-
сывать горящие объемы / по движению потока.
Рассматривая выступ фронта пламени как отдельный конус /
(рис. 23, в), считаем u.Jun = S6/So (S6 — площадь боковой поверх-
ности конуса; So — площадь основания конуса). Если I = 2/, то
время, за которое фронт пламени по радиусу пройдет от периферии
к центру основания конуса со скоростью ип, т = r!un —
При наличии пульсационной скорости w' фронт пламени опишет
поверхность S6 и за время т продвинется вперед на расстояние h =
60
— lwf/(2un). Образующая конуса Н = 0,5/+ (w'/un)2- Тогда
Sq/S0 = лгЯ/(лг2) = /1 4- (w'/un)2.
Следовательно, ит^ип +1	(w'/un)2- Таким образом, при крупно-
масштабной (сильной) турбулентности ил. w	Re.
Экспериментальными исследованиями в общем случае получено
выражение wT (w')m или «т (w)'n (т < 1). Как уже отмеча-
лось, величина нт зависит от параметров смеси ип, Т, р и а, однако
при большой степени турбулентности, определяющей величиной
является w' (w).
Анализ выполненных исследований позволяет получить зависи-
мость и.}!ип =1 + 5,3 (w'/un)m, где tn = 0,6-е-0,7; и если w' > ип,
то можно принимать ит = 5,3 (w')m (ип)п, где т = 0,6-4-0,7 и п =
= 0,34-0,4. Таким образом, можно считать, что при малой интен-
сивности турбулентности, когда w' <+ ип, величина wT ss ип. С ро-
стом пульсационной скорости w' величина нт начинает постепенно
увеличиваться, а затем растет почти прямо пропорционально w'.
При условии w > ип обычно принимается, что отдельные объемы
(моли) горючей смеси при сгорании дробятся на части турбулент-
ными пульсациями и, следовательно, время их сгорания равно вре-
мени смешения тг = тт = тс « l/w'. При этом ширина зоны горения
6<Р Tjit/p /.
Рис. 23. Схемы поверхностей фронта пламени в ламинарном и турбулентном потоках
61
Рассмотренные положения можно уточнить, если обратить внима-
ние на следующее. При горении однородной гомогенной смеси в усло-
виях турбулентности, пульсации как в направлении распростране-
ния пламени, так и в обратную сторону искривляют плоский нор-
мальный фронт пламени. Однако в каждое мгновение он, разделяя
невоспламененную смесь и продукты сгорания, движется по отно-
шению к невоспламененной смеси с нормальной скоростью ип.
Поэтому вопреки действиям пульсаций сглаживается поверхность
пламени при уменьшении его искривления. При сильной турбулент-
ности (w' > ип) смесь элементарного объема ДУ может отрываться
от фронта пламени и гореть в объеме смеси изолированно, выгорая
с поверхности в тонком слое, аналогичном по толщине ламинарному
фронту пламени, даже если поверхность самого объема ДУ будет
искривлена пульсацией высшего порядка. Влияние кривизны фронта
на ип в первом приближении можно не учитывать. Можно не рас-
сматривать также и то, что за ламинарным фронтом пламени равно-
весное состояние устанавливается не сразу (исключается догорание).
Основой механизма турбулентного распространения поверхности
фронта пламени становится вынос турбулентными пульсациями
некоторых участков фронта пламени вперед, в сторону невоспламе-
ненной смеси. По истечении характеристического времени существо-
вания пульсаций (времени смешения в условиях турбулентности)
направление пульсации изменяется. Однако благодаря распростра-
нению с нормальной скоростью пламя, продолжая двигаться вперед,
способно перенестись на какие-то другие ближайшие пульсации
и с ними продолжать движение и т. д. Такой эстафетный механизм,
определяемый движением быстрейших элементарных объемов только
вперед, находится в полном соответствии с представлениями о росте
поверхности турбулентного пламени. Увеличение поверхности про-
исходит в масштабах, обеспечивающих сжигание всей массы свежей
смеси, прошедшей через фронт воспламенения.
Величина пт будет определяться совместным действием скорости
пульсаций, направленной в сторону невоспламененной смеси, и нор-
мальной скоростью, при которой происходит непрерывное пере-
мещение сплошного фронта пламени, а следовательно, передача
воспламенения от одной пульсирующей массы к другой. Такая
передача пламени определяется отношением времени существования
пульсации (время смешения тс) и пересечения пламенем (время го-
рения) самого элементарного объема тг. Так как тс = l/w', а тг =
= 0,5/о/Нп = 1!ип\ тг/тс = w>К- Используя это уравнение в ка-
честве критерия оценки турбулентности, можно выделить два случая.
1. тг/тс = w'/un < 1, т. е. ип > w', мелкомасштабная турбулент-
ность. Здесь время существования пульсации больше времени,
нужного пламени для пересечения объема AV с нормальной ско-
ростью, т. е. пульсирующий и движущийся вперед элементарный
объем сгорит и передаст дальше горение раньше, чем он изменит
свое направление движения.
2. тг/тс = w'/un >1, т. е. w' > ип, крупномасштабная турбу-
лентность. Время существования пульсации будет меньше времени,
62
нужного для прохождения пламени со скоростью ип по пульсируй
ющей смеси АV. Таким образом, горящая смесь совершит несколько
(w'/un) пульсационных движений прежде, чем пламя будет передано
соседней пульсации. Скорость турбулентного распространения фронта
пламени будет определяться перемещением его участков за характе-
ристическое время горения.
При мелкомасштабной турбулентности, когда тг/тс < 1, фор-
мально можно рассматривать поток смеси с любым стационарным
профилем пульсационной скорости, потому что направленность дви-
жения пульсаций и переход пламени от одного объема к другому не
изменяет и в этом смысле не определяет процесс перемещения фронта
пламени по объему смеси. Рассмотрим, например, плоский поток
единичной толщины со средней скоростью w, который состоит из
чередующихся струек I, II, ... шириной / с пульсационными ско-
ростями и — w' (рис. 23, а, позиция А), В случае отсутствия
пульсационной скорости (w' = 0) поверхность возникающего фронта
пламени могла быть сплошной плоской Б (рис. 23, а). При случайном
разрыве ее, например на участке 2—3, она восстановится снова за
счет действия нормальных скоростей распространения ип по стрел-
кам Д, которые встретятся в точке О. Фронт пламени распростра-
нится относительно невоспламененной смеси, движущейся со ско-
ростью ауср, также со скоростью ип. Неподвижный наблюдатель за-
регистрирует видимую скорость распространения пламени и=ауср4-«п-
В рассматриваемом потоке фронт пламени В (рис. 23, а) плоским
не будет. Его распространение ускорится за счет прямых пульсаций
(+иг/) и будет идти со скоростью мт = ип + w', На участках 1—2
и 3—4 сохранятся плоские части поверхности фронта (/+—2+ и
3+—4+), а между ними за счет движения плоских участков фронта
относительно невоспламененной смеси со скоростью ип + 2ш' по-
явятся косые поверхности 2+ — О и 3+ — О, наклоненные к оси на
угол а. В зависимости от значений ип и w' положение точки О (зна-
чение угла а) будет определяться построением К на позиции В.
Так, sin а = ип/(ип + 2ш'). Значение SH = 0,5//sin а. Считая, что
иДип определяется отношением площадей поверхности турбулент-
ного искривленного и нормального плоского пламени [5UT/SUn =
= (0,5So + 2Sn)/S0 ], получили wT/wn =  Z-~ 1 ^Un^l 2w ^Un  = (un +
w')/un, откуда wr = un + w'. Этот вывод существенно уточняет
положения, основанные на учете перемещения фронта пламени
относительно невоспламененной смеси только за счет пульсационной
скорости.
Случай крупномасштабной турбулентности, когда w'/ип > 1,
более интересен с практической точки зрения, так как в топливо-
сжигающих устройствах создаются сильно турбулизированные по-
токи с заметной индивидуальностью реагирующей смеси А V. При этом
wT можно найти, определив время горения в потоке с развитой
турбулентностью тм какого-то характерного объема.
Пусть при развитой турбулентности первоначальная эффектив-
ная скорость распространения пламени по объему А У с характер-
63
ным размером 10 также определяется суммой — ип 4- w .
В конце горения смеси А У, когда поверхность оставшегося неболь-
шого объема не будет деформироваться даже очень малыми пульса-
циями, горение будет идти с нормальной скоростью Нм = ип. Мас-
штаб пульсаций, влияющих на поверхность горящей смеси А У,
очевидно, пропорционален ее размеру. Для учета локальной струк-
туры турбулентности и обеспечения устойчивости пламени предпо-
ложим, что текущее значение изменяется линейно от нм0 до
«м при уменьшении текущего размера /м от /0 до нуля:
U-n “Ь /^оф
Время горения объема смеси А У найдем по уравнению его сго-
рания — zi/M = z/M dx. Подставляя нм и интегрируя, получим время
распространения пламени по элементарному объему А У
_	4	4 У
Т ----— 1П---,	.
w tlnlo!w
Полное время горения смеси А У (до значения ZM = 0)
гд1 = (/„Х)1п(1 -1--^-).	(30)
В полученном уравнении не учитывается увеличение ип при
уменьшении (сгорании) объема А У в связи с ростом температуры
смеси, что особенно важно при малых размерах системы и неболь-
ших значениях ип. Учесть это можно, например, принимая
ип ~ tino 4* А (1 — Zm/Zo),
где А = иПк — иПо, иПо и — нормальная скорость распростра-
нения пламени соответственно в начальный и конечный моменты
времени горения смеси элементарного объема.
Исследования показывают, что скорость ип пропорциональна
квадрату температуры смеси То, т. е. иПк — иПо (Т0к/Т0)3, причем
температура ТОк будет близка к температуре конца процесса горе-
ния. Тогда «м = иПо 4- А (1 — ZM//0) -f-	= иПо + А 4- (w — А) х
X Zm/Z0 = иПк 4- (wr — A) Zm/Z0. Время распространения пламени
по объему А У
т =	In Un°+ W'
~ Л llni{ +	- Л) WZ0 ’
а полное время горения
Среднее время существования пульсаций при w' > ип меньше
времени распространения пламени по объему со скоростью ип.
Следовательно, некоторые поверхности фронта пламени, распростра-
няющиеся по отдельным «быстрым» объемам А У, вместе с ними со-
64
вершают несколько перемещении, прежде чем перейдут на следующие
«передовые» элементарные объемы смеси. Поэтому кроме ип скорость
турбулентного распространения пламени и( должна определяться
еще турбулентной диффузией отдельных участков фронта, их сред-
ним квадратическим перемещением за время горения в условиях
турбулентности т. Согласно трактовке уравнения Тейлора это пере-
мещение определяется выражением (z/2)1,2 = V ‘2lw'x, тогда скорость
перемещения (р2)°’5/т = и = -j	Так как помимо диффузион-
ного механизма остается и механизм распространения пламени за
счет ип, действительная скорость турбулентного распространения
поверхности фронта пламени
iir=^ult - zz = j 2/щ'т.
Известно, что, приняв за время горения т и полагая время сме-
щения тс l.w', приходим к зависимости пт ш'. Если считать
т -- /0,7//г (время выгорания смеси ЛV со скоростью без учета
турбулентности), получим ит ~ । u,tw' ~ ( w'. В условиях силь-
ной турбулентности, принимая за время горения время полного
сгорания смеси ДЕ по уравнению (30), получим пт = ип +
~или, вводя условный постоянный коэффици-
К1п(1 .	‘
ент А,
j/ln (1 j- w', 11ц)
С учетом поправки на изменение ип при горении смеси А К, под-
считав время тм по выражению (31) и оставляя в качестве слагае-
мого ип, найдем
(33)
При w Е ип можно приближенно вместо (32) выразить
Пт Aw' г- 1  — ,
р In lln
а вместо (33) ит —Е -—---.
Следует отметить, что временем горения принято считать период,
который необходим для развития и завершения процесса горения
смеси после пересечения ею передней границы фронта пламени.
Это время определяет длину зоны горения, рассматриваемую как
расстояние по линиям тока от осредненной начальной поверхности
воспламенения до места окончания горения. В турбулентном потоке
длина зоны горения должна определяться интегрированием урав-
нения движения горящей смеси dLT = w.wdx. Величина — это
3 Пчелкин ю. м.	G5
скорость движенья горящей смеси относительно начальной границы
фронта пламени. В общем случае величина том меняется в течение
времени пребывания смеси в зоне горения.
Нахождение всех рассмотренных определяющих величин в общем виде для лю-
бого случая, конечно, затруднено. Пока имеются отдельные расчеты, выполненные
для конкретных, упрощенных условий при определенных допущениях.
Рассмотренные представления о механизме турбулентного горения основаны на
ламинарной или линейной (поверхностной) модели зоны турбулентного фронта пла-
мени. Однако при очень сильно развитой турбулентности, как показывают экспери-
ментальные исследования, представление о поверхности фронта пламени становится
условным. Появляются значительные объемы горящей смеси, что позволило с успе-
хом развивать объемное представление механизма турбулентного горения, основан-
ные на том, что в результате интенсивного турбулентного перемешивания химическое
реагирование не концентрируется на каких-то плоскостях, а распределяется по всему
объему зоны турбулентного горения.
Подтверждаются и представления, развиваемые в модели пульсирующего вос-
пламенения. Здесь принимается, что в результате смешения свежей смеси и продук-
тов реакции происходит воспламенение соответствующего количества исходной
смеси на элементарном пути диффузии, определяемом масштабом турбулентности /.
В результате распространение турбулентного пламени определяется суммой воспла-
менений элементарных объемов, и скорость турбулентного горения оказывается усред-
ненной скоростью горения на отрезке I:
щ = й'тх,	(34)
где тх — время реакции при турбулентном смешении элементарных объемов смеси
и продуктов сгорания. Естественно считать, что величина тх и определяет макрокине-
тические характеристики этого турбулентного пламени.
Предполагается, что турбулентность влияет на процесс горения через пульса-
ционные скорости с масштабами, меньшими ширины зоны ламинарного пламени.
Достаточно быстрое перемешивание определяет воспламенение без больших градиен-
тов концентрации и температуры в смеси исходных веществ и продуктов сгорания,
при явном росте влияния активных центров в данной смеси.
Влияние параметров исходной смеси на величину щ можно выяснить, если по
аналогии с уравнением (29) принимать тх р/щ. Тогда
тх~р- ^-Оехр^Д/??)],
где щ и Еэ — эффективные значения соответственно порядка реакции и ее энергии
активации. Следовательно,
н-г^рС’э--1) ехр[-£0Ч^П]-
Исследования показали, что с падением давления и температуры характеристики
турбулентного горения ухудшаются: и-\ — уменьшается, а ширина зоны горения
увеличивается. Это обусловливает увеличение размеров турбулентного факела. Из
аналитических зависимостей видно, что ит и £г зависят от w' и ип. Деличина ип для
углеводородовоздушных смесей с понижением давления несколько возрастает. Таким
образом, ухудшение характеристик турбулентного горения при уменьшении давле-
ния вызывается уменьшением w’. В потоке за плохообтекаемыми телами обычно
w' ~ рг,
где г Щ 1, г та QfZb.
Так как зависит от w' значительнее, чем от пп, то естественно уменьшение этой
скорости с уменьшением давления в смеси. Расширение зоны горения (времени горе-
ния) со снижением давления связано с уменьшением w' и ростом масштаба турбу-
лентности I.
Влияние начальной температуры смеси на величину иг оказы-
вается незначительным. Это можно объяснить тем, что с ростом Т
66
несмотря на увеличение z/,( (и:, — Т2), скорость S уменьшается,
а влияние пульсационной скорости более сильное, че*м ил. Заметное
влияние Т на ширину зоны горения определяется значительным
влиянием на нее величины ип.
Скорость распространения пламени и границы зоны горения
в потоке. Используя процессы горения, очень важно знать форму
и размеры факела горящего топлива. В камерах сгорания ГТД раз-
меры зоны горения определяют форсировку и размеры всей кон-
струкции.
Форма и размеры факела зависят от аэродинамики потока в ка-
мере, организации подготовительных стадий горения (подогрев
топлива, испарение, смешение с окислителем) и течения химических
реакций. Положение поверхности фронта пламени можно опреде-
лить визуальным наблюдением, фотографированием, химическим
анализом газа в объеме, измерением температуры, по характеру
ионизации газа и т. д. Анализ результатов эксперимента должен
учитывать влияние посторонних факторов, свечения продуктов
реакции, искажающего изображение наружной поверхности фронта
пламени, теплообмена в потоке, при котором смазывается граница
зоны высоких температур, и т. п. На рис. 24, а представлена схема
горения гомогенной смеси в турбулентном потоке при центральном
расположении источника зажигания (точка О). Фотографированием
можно зафиксировать положение наружной границы фронта пла-
мени — волнистую пульсирующую линию ОВ. Температура газа
в сечениях /—/ и //—// характеризуется областями ее повышения
ОА и ОБ с центральным конусом ВОВ, заполненным продуктами
сгорания. Образование поверхности фронта пламени типа волнистой!
конической! поверхности ВОВ легко можно представить, предполагая
сферическое распространение поверхности фронта пламени от цен-
трального точечного источника зажигания, с учетом сноса сфер пря-
мым потоком со средней скоростью w при наличии пульсаций ско-
рости.
Очевидно, что в турбулентном потоке поверхность фронта пла-
мени постоянно колеблется около некоторого усредненного по вре-
мени положения (рис. 24, б, нижняя часть). Результатами исследо-
вания установлено, что «эффективный» фронт пламени, образующийся
в потоке (в камерах сгорания), имеет разную толщину (рис. 24, б,
верхняя часть), возрастающую по ходу потока, и является факти-
чески зоной, внутри которой колеблется поверхность фронта пла-
мени. Этим частично объясняется расхождение результатов иссле-
дований.
Рассматривая стационарный процесс горения газовой смеси
в потоке при расчете длины зоны горения, приближенно границу
фронта пламени можно заменить плавной линией, положение кото-
рой будет определяться эпюрой скоростей потока, составом смеси
и т. д. (рис. 25, а, кривые /, //, /// и IV). Рассмотрим элемент по-
верхности фронта пламени dS, считая его прямолинейным ввиду
малого размера (рис. 25, б). Условия стационарного существования
этого элемента поверхности фронта пламени в турбулентном потоке
3*	67
Рис. 24. Схема горения гомогенной смеси в потоке
можно получить, зная скорость иг распространения пламени и ско-
рость движения элемента (потока). Для упрощения рассматривается
скорость течения в центре элемента, в точке О. Составляющие ско-
рости потока [£/s и wn стремятся переместить элемент фронта соот-
ветственно вдоль поверхности от точки 1 к точке 2 и по нормали
п— п к поверхности. Если положение фронта во времени не меняется,
то эти составляющие скорости потока должны уравновешиваться
скоростью распространения фронта пламени в данной горючей
смеси.
Скорости wn противодействует равная, но противоположно на-
правленная скорость распространения турбулентного фронта пла-
мени иг (и). Угол ср, а соответственно и угол наклона поверхности
фронта (3 зависят от скорости распространения пламени и.г, и только
при wT = 0 угол [3 = 0. Очевидно, что при ит = w угол [3 = 90°
и фронт пламени будет расположен перпендикулярно к потоку
(плоский фронт). В этом случае постоянный источник зажигания
становится ненужным. После единовременного поджигания горение
будет устойчивым до тех пор, пока условие w = пт не нарушится.
В действительности этот вид стабилизации фронта пламени очень
ненадежен, так как при любом случайном нарушении равенства
Рис 25 Схема образования поверхности фронта пламени
66
скоростей горение смеси смещается или прекращается. Кроме того,
очень трудно получить равномерное поле скоростей, необходимое для
образования плоского фронта.
При постоянно действующем источнике зажигания в связи с из-
менением (пульсацией) величин w и при изменении турбулент-
ности потока, состава смеси, температуры, давления и т. д. фронт
пламени продолжает существовать, изменяется лишь угол наклона |3,
причем угол |3 увеличивается с ростом wT и уменьшением ы. По на-
правлению составляющей скорости потока кд элемент dS переме-
щается в направлении от точки 1 к точке 2. Фронт был бы снесен
потоком, если бы на место сносимого элемента dS пе поступал дру-
гой элемент из участков фронта, расположенных ближе к источнику
зажигания. Начальный элемент фронта (в вершине конуса) создается
только источником зажигания и без его воздействия возникнуть не
может. Таким образом, существуют два необходимых и достаточных
условия устойчивого существования стационарного фронта пламени
в потоке смеси:
1) наличие постоянно действующего источника зажигания доста-
точной эффективности;
2) равенство скоростей распространения пламени и составляющей
скорости потока, перпендикулярной к фронту#(ит	шл).
Из второго положения следует условие w > ит, в противном
случае фронт пламени будет двигаться навстречу потоку (проскок).
При w > ит существование фронта в соответствии с законом Михель-
сона (и? = w cos (р) обеспечивается^равенством wn = при соответ-
ствующих значениях угла наклона (3, определяющего конкретную
форму поверхности фронта пламени.
Пример. Определить длину факела L, на которой фронт пламени, распростра-
няясь от центрального источника зажигания гн = 0, достигнет радиуса r= R.
Предполагается, что все параметры потока смеси и скорость распространения пла-
мени ит известны. Для любого элементарного участка фронта dS dl/dr = tg ср =
= K(l/cos2 ср) — 1. Так как cos (р = u-dw, dl = j/"(Wwr)2— 1 dr.
Решение получим, интегрируя левую часть равенства от 0 до Л, а правую от 0 до R,
при этом надо знать изменение скорости потока по сечению. Если вид функции w =
= f (г) не меняется от сечения к сечению, то
R
L = j V[/ (г)/«т]а - 1 dr.
о
Интегрирование правой части всегда затруднено, что вызвано неравномерностью
полей скорости потока по сечению и длине факела, сложностью функции F (г; /);
кроме того, величина ur const.
В простейшем случае, считая w = доСр = const по сечению и длине факела, по-
лучим L — R jA(щд/т)2 — 1-
Во многих случаях (газовая горелка, кольцевые стабилизаторы и др.) зажига-
ние осуществляется не в центре потока, а на периферии в точках 1 (рис. 26, а). В этом
случае форма пламени 2 будет представлять конус с вершиной, направленной по по-
току. Если источник зажигания убрать,то фронт пламени будет сноситься потоком
(рис. 26, б) и существование стационарного фронта прекратится,
69
Рис. 26. Поверхность фронта пламени при периферий-
ном источнике воспламенения
Детонационное горение
Детонационное распространение пламени
возможно лишь для смесей, имеющих высокую
реакционную способность. Концентрации от-
*)
дельных компонентов в смеси, при которых на-
чинается детонация, достаточно определенные.
Возникновение детонации может быть само-
произвольным, обусловленным начальными
условиями и ускорением пламени в достаточно
длинном канале, и искусственным, созданным
посредством воздействия интенсивной ударной волны. В первом
случае концентрационные границы, внутри которых возможно раз-
витие детонационного распространения фронта, называют взрыв-
ными границами (взрывными пределами), во втором — детонацион-
ными.
Взрывные границы более узкие, чем детонационные, причем те
и другие сокращаются при уменьшении длины канала.
Постоянное ускорение движения фронта пламени в канале является основным
условием возникновения детонации. В зависимости от характера ускорения движе-
ния фронта пламени детонация возникает раньше или позже в одних и тех же смесях.
Начальному ускорению движения фронта пламени способствует накопление
продуктов сгорания, приводящее к увеличению площади его поверхности, а значит
к росту объемов реагирующей смеси. Движение фронта пламени ускоряется при рас-
ширении продуктов реакции в сторону невоспламененной смеси. Этот процесс про-
ходит по-разному в глухом и открытом с одной стороны канале, а также в каналах
различного диаметра. Действие этих факторов имеет особое значение на первой стадии
развития детонации, затем преобладают факторы турбулентного движения среды
перед фронтом пламени.
Механизм турбулизации потока, характер развития поверхности фронта пла-
мени, влияние давления и температуры,меняющихся по длине канала — вот что опре-
деляет возникновение детонации. Время, в течение которого в смеси, заполняющей
канал, образуется детонационная волна, называют временем преддетонационного
периода тд, а длину канала, которую проходит пламя до возникновения детонацион-
ного фронта, —длиной преддетонационного периода Ln.
Длина £д уменьшается с ростом давления смеси. При данной длине канала су-
ществует минимальное давление возникновения детонации. С уменьшением длины
канала величина Ьд становится меньше, при некоторой минимальной длине канала
детонация вообще невозможна. Возрастание Ьд с удлинением канала связано с уве-
личением объема газа, замедляющего повышение температуры горючей смеси при
ее поджатии и нагревании продуктами сгорания. Это подтверждают результаты опы-
тов (увеличение объема не удлинением канала, а сообщением его с дополнительной
вместимостью). Рост диаметра канала также обусловливает увеличение £д.
С повышением температуры смеси величина £д возрастает, и при значительном
подогреве смеси детонация не возникнет. Это можно объяснить и уменьшением плот-
ности среды и самовоспламенением, при наличии обычных волн сжатия, которое про-
исходит раньше, чем образуется ударная волна.
С увеличением неровностей поверхности стенки канала длина £д сокращается.
В канале с небольшими неровностями поверхности стенки обычно £д = 25~i-50
диаметрам, увеличивая неровности поверхности капала, эту величину можно снизить
в 10 раз и более.
Основной механизм развития детонационного горения смеси в канале определяет-
ся возникновением скачков уплотнения в результате возникновения волн сжатия,
70
которые генерируются по теории Гюгоньо-Беккера непрерывно ускоряющимся дви-
жением фронта пламени. На основе экспериментальных данных и теоретического ана-
лиза получена длина преддетонационного периода £д = с4тд (ст — скорость звука
в свежей смеси). Скорость щд распространения детонационного фронта пламени
(детонационной волны) близка к скорости звука сп в образующихся продуктах сго-
рания. При этом в детонационной волне параметры смеси (температура, давление,
плотность) меняются скачкообразно. Установлено, что детонационное горение не-
значительно зависит от условий проведения эксперимента, параметров состояния га-
зовой системы и совсем не зависит от диаметра канала, если он больше некоторого
минимального значения. Таким образом, скорость детонационного распространения
фронта пламени можно считать физико-химической константой данной смеси, анало-
гично скорости нормального распространения фронта пламени ип.
Ниже приведены значения ^д для некоторых смесей.
Смесь	Шд. м/с
2Н2 + Оа......................................... 2821
2СО + О2......................................... 1264
2СО + О2 -Р 5,6 % Н2О............................ 1738
СН4 + О2 ........................................ 2528
СН4 + 2О2........................................ 2146
С2Н2+1,5О2....................................... 2716
Следует отметить некоторое уменьшение скорости при повыше-
нии температуры смеси. Так, например, для смеси 2Н2 + О2 при
283 К сС'д = 2810 м/с, а при 373 К Мд = 2790 м/с.
При росте малого давления (до 0,1—0,2 МПа) обычно происходит
некоторое увеличение а>д.
На скорость детонации значительное влияние оказывает состав
смеси, особенно ее плотность.
Согласно опытным данным воздушные смеси углеводородов в ка-
налах не детонируют в отличие от смесей водородно-воздушных
или углеводородокислородных и тем более водородно-кислородных.
Следует отметить, что, увеличивая содержание водорода и других
(нейтральный, но легкий, например гелий) примесей в стехиометри-
ческой водородно-кислородной смеси, можно повысить скорость де-
тонационного ее горения. Это свидетельствует о положительном
влиянии снижения плотности на величину шд, аналогично влиянию
плотности на скорость звука в данной среде. В наибольшей мере
склонны к детонации не стехиометрические углеводородокислород-
ные смеси, а эквимолекулярные типа С2Н2 + О2; СН4 + О2 и т. д.
Как уже отмечалось, взрывные границы заключают меньшую об-
ласть по составу смесей, чем детонационные, которые, в свою оче-
редь, ограничивают меньшие области по сравнению с областью,
заключенной между границами обычного самовоспламенения и тем
более зажигания.
Из теории распространения волн конечной амплитуды в инерт-
ной среде, разработанной Риманом-Гюгоньо, известно, что их ско-
рость постоянно уменьшается и становится равной скорости звуко-
вой волны. При детонации распространение ударной волны харак-
теризуется скоростью цуд = const. Следовательно, условия течения
процесса здесь иные: энергия волнового движения не уменьшается
со временем, несмотря на наличие потерь. Объясняется это только
подводом энергии (теплоты), выделяющейся при химической реакции.
71
Р,Т\
Тк
т2 уд
Рис. 27. Изменение давления р и температуры Т подли-
не / канала в ударной волне
Р1уд
В ударной волне (рис. 27) горючая смесь сжимается до давления
р2уд и нагревается до температуры T.,y;v В зоне химической реак-
ции 6Х температура смеси за счет теплоты химической реакции
увеличивается до Т,., газ расширяется и давление падает. Дальней-
шее изменение давления р будет определяться объемом канала и
другими факторами.
Процессы возникновения и развития детонационного горения
в каналах (камерах сгорания ГТД) и в замкнутых объемах (камерах
поршневых двигателей внутреннего сгорания) существенно раз-
личны. Однако в любом случае они нежелательны вследствие потерь
энергии, большого шума, возникновения вибраций и разрушения
конструкций. Предупреждение детонационного распространения пла-
мени обычно осуществляется изменением параметров процесса,
системы подачи топлива и режима работы ГТД. При проектировании
ГТД применяются специальные конструктивные мероприятия, вы-
бираются сорта топлива с соответствующими аптидетонационными
присадками к ним.
Следует, однако, отметить, что возможно и использование дето-
национного горения, если исключены его отрицательные послед-
ствия. Тогда, реализуя быстрейшую форму распространения поверх-
ности фронта пламени, можно резко повысить эффективность камер
сгорания, увеличив, например, их теплонапряженность.
9 ОСНОВЫ РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА
лава И КОНСТРУИРОВАНИЯ КАМЕР
СГОРАНИЯ
§ 7.	ОСНОВЫ ОРГАНИЗАЦИИ РАБОЧЕГО
ПРОЦЕССА
Требования, предъявляемые к камерам сгорания. Из многочис-
ленных требований, предъявляемых к камере сгорания данного дви-
гателя или установки, общими для всех камер являются следующие.
1.	Высокий коэффициент полноты сгорания топлива т]г = Qi/Qn
в заданном диапазоне режимов работы и параметров топливовоздуш-
ной смеси. Здесь Qr — количество теплоты, выделившееся в рабочем
объеме камеры при горении топлива в единицу времени и затрачен-
ное на нагревание рабочего тела, Qn— полное количество теплоты,
которое могло выделиться в единицу времени.
В современных камерах сгорания во всем диапазоне рабочих
нагрузок обычно т]г 0,95^-0,99, а на расчетном режиме т]г =
= 0,98-4-0,99.
2.	Малые гидравлические потери полного давления в камере
Д/Д ~ Рв — р* (Рв и р* — полные давления соответственно воз-
духа на входе в камеру сгорания и газа на выходе из нее). Для удоб-
ства использования этой величины как характеристики работы
камеры и сравнения характеристик у различных камер сгорания
принято определять относительные потери давления (в %)
tf=bptjp*=(p*-p*r)!p*.
Величина Д/Д учитывает три вида потерь: 1) на трение; 2) тур-
булентные (на удар в диффузоре, на смешение потоков, от местных
сопротивлений, например во фронтовом устройстве, обусловленные
местными циркуляционными течениями и т. д.); 3) потери давления
в потоке при подводе теплоты.
Для современных камер сгорания среднее значение а* = 1-4-3 %.
У камер сгорания авиационных ГТД обычно о* 3-г5 %, но может
быть и больше 10 %.
Потери давления в камере удобно оценивать коэффициентом
сопротивления ф* = 2Ар^/(рь^) или коэффициентом восстановле-
ния полного давления сД = /Д//Д = (/Д — Д/Д) рв 1 — kp^lpl.
Общие потери давления Д/Д Д/ДР 4- Д>пГур 4- Д/Д- Первые две
составляющие потерь часто объединяют в общие гидравлические
потери, тогда Д/Д =-- Д/Д, и -• Д/Д. Чисто гидравлические потери
73
Дрг. и мало зависят от режима горения и близки к потерям Д/?х
давления при холодных продувках (без горения), Д/Д. „ = Д/Д.
Это допущение вместе с предположением о возможности изолирован-
ного подсчета отдельных составляющих потерь значительно упро-
щает расчет величины Д/?к как суммы потерь при холодных продувках
и тепловых потерь: Дрк = Дрх + Ар*.
3.	Высокая теплонапряженность рабочего объема Н = Qiiiy.d-p^
(Qi = Ст@нТ]г; VJK — внутренний объем жаровой трубы, м3; GT —
расход топлива, кг/ч).
Высокая теплонапряженность рабочего объема обеспечивает ма-
лые размеры камеры сгорания и ее материалоемкость. В современных
камерах сгорания различных стационарных установок Н =
= 200-4-600 кДж/(м3-ч-Па), в авиационных ГТД И = 4000-4-
= 5000 кДж/(м3-ч -Па).
4.	Малая или заданная неравномерность поля температуры газа
на выходе из камеры сгорания. Это требование связано с обеспече-
нием долговечности лопаток и других деталей проточной части
газовой турбины и определяется коэффициентом неравномерности
поля температур газа (в %)
__О"1*	\ 'Т’*
— max " ” * mini, * ср,
где Дцах и Tmin — соответственно максимальная и минимальная
температуры торможения отдельных струек газа в выходном сече-
нии камеры сгорания; Т*р — средняя (расчетная) температура
газа за камерой.
В стационарных ГТУ 6 редко превышает 5—10 %, в авиацион-
ных ГТД 6 = 15-20 % и более. Для авиационных ГТД выражение
для 6 чаще всего имеет вид: 6' = (ТДах — ДУ,) (T*v — Т^), где Т* —
температура воздуха на входе в камеру.
Необходимость получения равнопрочных по высоте лопаток
газовой турбины с одинаковыми коэффициентами запаса прочности
по сечениям обусловливает не только малое значение 6, но и вполне
определенное, при котором температура газа у корня лопатки не-
сколько ниже, а на периферии выше Д*р (с зоной максимальной
температуры расположенной обычно несколько ниже периферии.
5.	Быстрый надежный пуск и устойчивая работа камеры сгора-
ния на различных режимах, что особенно важно для авиационных
ГТД. Камера сгорания ГТД должна отвечать этим требованиям при
пониженных температуре и давлении на обедненной смеси с суммар-
ным коэффициентом избытка воздуха ос2 = 50-: 100 (вместо обыч-
ного значения ос2 = 3—5).
6.	Большая долговечность конструкции, удобство и безопасность
эксплуатации камеры. При длительном сроке службы очень важно,
чтобы обслуживание, монтаж и разборка ее элементов были просты
и не требовали больших затрат времени.
7.	Отсутствие нагара, дымления и токсичных веществ в продук-
тах сгорания. Нагар нарушает нормальный режим работы деталей
камеры и проточной части турбины, регенератора. Дым и токсичные
74
вещества (в том числе канцерогенные) загрязняют окружающую
среду.
Эти важнейшие требования в каждом конкретном случае всегда
дополняются рядом специфических. Так, например, для стационар-
ных ГТУ очень большое значение имеет стоимость конструкционных
материалов и изготовления камеры; возможность работы ее одно-
временно или попеременно на нескольких видах топлива (газообраз-
ном, жидком легком или тяжелом) и др.
Основные принципы организации рабочего процесса камер сго-
рания. Совершенствование и перспективы развития ГТД связаны
с повышением параметров газа, ростом теплонапряженности камер
сгорания, улучшением их аэродинамики и снижением токсичности.
Форсирование, улучшение рабочих характеристик и конструкций
камер сгорания требуют развития основных положений, определя-
ющих их рабочий процесс. В результате обобщения эксперимен-
тальных данных и использования основ теории горения были опре-
делены следующие основные принципы организации рабочего про-
цесса, конструирования и расчета камер сгорания.
1.	Разделение рабочего объема камеры сгорания на две зоны —
горения и смешения. В настоящее время средняя температура газов
перед турбиной Тг = 1050— 1220 К (в авиационных ГТД еще выше),
она ограничена жаропрочностью и жаростойкостью материалов
деталей ее проточной части. В стационарных и транспортных ГТУ
величина Тг несколько ниже, поэтому несколько выше общее зна-
чение коэффициента избытка воздуха а2 — 4-:6. Коэффициент а2
еще больше при высокой степени повышения давления и наличии ре-
генерации. Температура воздуха на входе в камеру сгорания в за-
висимости от давления за компрессором, его КПД, наличия регене-
ратора в цикле ГТД может быть различной, но обычно она составляет
520—675 К- Ни одно топливо при таких температурах и значениях а2
в потоке, движущемся с большой скоростью, гореть — тем более
быстро и качественно — не может.
В пространстве, ограниченном корпусом 1 камеры сгорания,
жаровой трубой 2 выделяют объем зон горения I и смешения II
(рис. 28). В переднюю часть объема жаровой трубы (зону горения)
направляют первичный воздух GL — такую часть общего расхода
воздуха GB, которая обеспечивает образование высокореакционной
смеси, быстро сгорающей при достаточно высокой средней темпера-
туре процесса. В зону горения I в поток первичного воздуха Gr
форсункой 5 подается топливо GT. Оставшаяся часть воздуха Gn —
вторичный воздух, — минуя зону горения со скоростью ш2, через
специальные отверстия поступает в зону смешения II жаровой трубы.
Перемешиваясь с продуктами сгорания, выходящими из зоны горе-
ния I, и охлаждая их, он обеспечивает заданную температуру газа
на выходе из камеры сгорания.
2.	Постепенный (ступенчатый) подвод первичного воздуха по
длине зоны горения. При одновременной полной (практически спут-
ной) подаче воздуха GT и топлива GT процесс их перемешивания удли-
няется во времени. Горение первых образовавшихся у фронтового
Рис. 28. Схема камеры сгорания
устройства объемов горючей смеси происходило бы в окружении
большого количества холодного воздуха медленно и не полно. В этом
случае затрудняются прогревши начало горения объемов смеси в про-
цессе дальнейшего смешения с воздухом.
Для жидкого или твердого топлива постепенный рассредото-
ченный подвод первичного воздуха в зону горения еще более необ-
ходим. Так, например, капля жидкого топлива перед сгоранием
должна прогреться и испариться. Для горения быстро испаряющихся
самых мелких капель в самом начале зоны горения требуется не-
большое количество первичного воздуха Gr, который целесообразно
подавать у усгья форсунки 5 через фронтовое устройство 3, обеспе-
чивая необходимую для химической реакции температуру в этой
зоне.
При ступенчатом подводе боковых струй первичного воздуха
обеспечивается догорание мелких и горение испаряющихся средних
и крупных капель также в оптимальных температурных условиях.
Кроме того, дополнительно турбулизируется общий поток, интен-
сифицируется процесс перемешивания и горения в целом. Для пол-
ного выгорания топлива в идеальном случае в зону горения следует
подать вполне определенное количество воздуха. Как уже отме-
чалось, избыток воздуха нужен для облегчения и гарантирования
смесеобразования, предупреждения химического недожога топлива
и снижения уровня диссоциации, высокого при повышенных тем-
пературах процесса. Оптимальное распределение подачи первичного
воздуха по длине зоны горения может быть окончательно установлено
только при экспериментальной доводке камеры на стенде.
7G
При проектировании на основе теоретических представлений
о процессе горения и накопленного опыта задаются определенной
закономерностью распределения воздуха, часто как показано на
рис. 28 штриховой линией. Расход первичного воздуха в зоне горе-
ния Gj, а следовательно, коэффициент его избытка czj = аг --
= GI/(GTZ.O) зависят от типа камеры сгорания, вида топлива и орга-
низации рабочего процесса. Средняя температура газов в зоне горе-
ния должна быть равна примерно 2000—2170 К.
3.	Обеспечение турбулизации потока в зоне горения. В резуль-
тате интенсифицируются процессы тепло- и массообмена, улучшается
смесеобразование и возрастает скорость распространения пламени.
Турбулизация потока достигается установкой во фронтовом устрой-
стве 3 передней торцовой части жаровой трубы 2 лопаточного за-
вихрителя 4 воздуха (регистра), плохо обтекаемого тела, перфори-
рованной пластины и др., а также организацией радиального тече-
ния струй воздуха, выходящих через отверстия в стенках по длине
жаровой трубы.
4.	Обеспечение стабилизации фронта пламени в зоне горения.
Поскольку значительные форсировки рабочего объема камер сгора-
ния определяют средние скорости движения потока намного больше,
чем турбулентная скорость //г распространения фронта пламени,
для удержания факела в определенной области передней части
зоны горения необходимо проведение специальных мероприятий.
Для стабилизации фронта пламени используют лопаточные завихри-
тели или плохообтекаемые тела, располагаемые во фронтовом устрой-
стве жаровой трубы. Устанавливающаяся за ними зона обратных
токов (ЗОТ) с пониженным статическим давлением на оси камеры,
которое обусловлено эжекцией газа кольцевой струей, вытекающей
из лопаточного завихрителя в расширяющийся канал, и центробеж-
ным эффектом, стабилизирует положение фронта пламени, обеспечи-
вающего зажигание всей топливовоздушной смеси. Схема полей
осевых скоростей ша в различных сечениях по длине жаровой трубы
в зоне горения (без учета воздействия боковых струй воздуха),
дана на рис. 29.
Радиальные и тангенциальные скорости зависят от конструкции
фронтового устройства и параметров потока, например, при исполь-
зовании лопаточного завихрителя от угла ср наклона лопаток по
отношению к оси камеры. Обычно <р = 45д-65° в зависимости от
конструкции фронтового устройства. При больших углах ср эффек-
тивность лопаточного завихрителя снижается вследствие возраста-
ния потерь давления.
5.	Оптимальное распределение концентраций 4 топлива по се-
чениям зоны горения (рис. 30, а). Целесообразно, например, пода-
вать полый конус 3 топлива в области потока, примыкающие сна-
ружи к зоне обратных токов, где градиент осевых скоростей wa
потока максимален, что обеспечивает хорошее смешение топлива
с воздухом. При такой схеме смесеобразования попадание топлива
на стенку жаровой трубы и внутрь зоны обратных токов надо исклю-
чать.
77
Рис. 29. Схема течения газов в зоне горения:
1 — форсунка; 2 •- конус топлива; 3 — отверстия; 4 -- возможная зона отрыва потока;
5 — граница зоны обратных токов; 6 — обечайка жаровой трубы; 7 — корпус; 8 — щель
для охлаждающего воздуха
6.	Охлаждение основных деталей камеры сгорания, поступа-
ющим в камеру воздухом, а иногда топливом. Больше всего нагре-
вается жаровая труба с фронтовым устройством и форсункой. Фор-
сунка охлаждается следующим образом: во-первых, подаваемым ею
топливом, а иногда его дополнительным количеством, перепускае-
мым обратно в бак; во-вторых, потоком воздуха 10, который
(рис. 30, б) проходит между корпусом форсунки 2 и стаканом 8,
расположенным в центре лопаточного завихрителя 9. Одновременно
предупреждается коксование топлива при выходе его из сопла на
торце форсунки 7.
Фронтовое устройство и жаровая труба 1 охлаждаются омыва-
ющим их снаружи воздухом и воздухом, который проходит внутрь
жаровой трубы через ряды мелких отверстий И и кольцевые
щели 5, расположенные несколькими поясами по длине жаровой
Рис. 30. Изменение концентрации топлива по сечениям зоны горения
78
трубы. Сплошные кольцевые щели более эффективны при охлажде-
нии, чем отверстия, они защищают заградительной пеленой воздуха
внутреннюю поверхность стенки, однако расход воздуха через них
очень большой. В результате чего увеличивается аг, снижается тем-
пература в зоне горения и часть воздуха практически не участвует
в окислении горючих элементов топлива, не поступающего к стенке
жаровой трубы. Уменьшение расхода воздуха через кольцевую щель
достигается установкой в ней перегородки с отверстиями. Щель
делают более широкой, чтобы (толщиной пелены) компенсировать
уменьшение расхода (скорости) охлаждающего воздуха.
Как показали результаты опыта, толщина кольцевого слоя
воздуха h определяет длину эффективного охлаждения /. Обычно
I (154-45) h в зависимости от параметров потока и других факто-
ров. В старых конструкциях камер сгорания, рассчитанных на не-
большие тепловые нагрузки, часть воздуха, проходящего между
корпусом и жаровой трубой, охлаждает поверхности в достаточной
степени. В современных камерах сгорания такое охлаждение недо-
статочно, так как охлаждать необходимо даже корпус, нагрева-
ющийся от теплового воздействия со стороны жаровой трубы. По-
этому между корпусом и жаровой трубой устанавливается тонко-
стенный экран.
Отмеченные основные принципы организации рабочего процесса,
конструирования и расчета камер сгорания в каждом конкретном
случае дополняются другими положениями, связанными с особен-
ностями проектируемого ГТД. Так, например, при высоких пара-
метрах воздуха на входе в значительно теплонапряженных высоко-
температурных камерах сгорания (а2 = 24-3 и менее) положение
о делении рабочего объема на зоны горения и смешения можно
заменить более перспективным принципом обеспечения равномерного
микрофакельного сжигания топлива в небольшом (особенно по длине)
объеме. Выполнение этого принципа возможно, если предварительно
подготовить горючую смесь к сгоранию, испарить топливо, частично
перемешать его с воздухом и т. д. Принцип обеспечения стабили-
зации~пламени часто связан с необходимостью создания не одного,
а нескольких поясов стабилизации по сечению и длине зоны горения,
что способствует реализации принципа микрофакельного горения,
обеспечивая большую устойчивость процесса, а следовательно,
повышение теплопапряженности рабочего объема камеры сгора-
ния.
Наконец, требование о снижении уровня токсичности газов
может обусловить необходимость организации не одной, а двух
зон горения при двухстадийном сжигании топлива причем с высо-
кими избытками воздуха (аг > 1,5-4-2) или создания гомогенных
камер сгорания с предварительным полным смесеобразованием.
Классификация конструкций камер сгорания. Конструкция ка-
меры сгорания зависит от назначения, условий работы и конструк-
тивной схемы ГТД, вида топлива, цикла и параметров установки.
Камера сгорания ГТД чаще всего является частью его конструкции
и реже расположена вне ГТД, соединяясь с компрессором и турбиной
7П
A
камер сгорания ГТД:	8)
В — воздух; Т — топливо; /' - таз; И - нагруз-
ка; 1 — компрессор высокого давления; 2 -- реге-
нератор; 3 — камера сгорания;4 — компенсатор;
5 — турбина: 6 — вал двигателя: 7 — отдельные
жаровые трубы; 8 — наружная обечайка кольце-
вой Жаровой трубы; .9 - наружный (кольцевой)
корпус камеры сгорания; 10 — внутренний кор-
пус; 11 -- внутренняя обечайка кольцевой жаро-
вой тр>бы; 12 -- патрубок для переброски пла-
мени; 13 — корпус; 14 — кожч.х вала; 15 -- фор-
сунка; 16 — копче топлива
только трубопроводами. В первом случае камеру сгорания назы-
вают встроенной, во втором — выносной.
Выносную камеру сгорания обычно применяют в стационарных
ГТУ, реже в транспортных (рис. 31, а). Встроенная камера сгорания
в зависимости от конструктивного исполнения может быть следу-
ющих типов:
1)	кольцевая (рис. 31, б);
2)	трубчато-кольцевая (рис. 31, я);
3)	секционная (рис. 31, г);
4)	индивидуальная (рис. 32).
Первые три типа конструкции выполняют, как правило, по
прямоточной схеме. Так, например, кольцевая камера, получившая
наибольшее распространение в авиа-
ционных ГТД благодаря компакт-
ности и легкости, в простейшей схеме
ГТД расположена между компрессо-
ром и турбиной вокруг вала турбо-
Рис. 32. Схема ГТД с индивидуальной каме-
рон сгорания (обозначения те же, что па
SO
компрессора (см. рис. 31, б). Рабочий объем ее представляет собой
сплошное кольцевое пространство между внутренними и наружными
обечайками жаровой трубы.
В трубчато-кольцевой камере, так же как и в кольцевой, вну-
тренний и наружный корпусы общие. Отдельные цилиндрические
жаровые трубы расположены между корпусами в кольцевом про-
странстве. Потоки газов, выходящие из них, объединяются в коль-
цевом газосборнике непосредственно перед сопловым аппаратом
турбины. Число п жаровых труб может быть различным, его вы-
бирают в зависимости от компоновки, заданных размеров ГТД (его
миделя) и др. Чаще всего п = 6-:-12. Топливо горит в зонах горения
отдельных жаровых труб, соединенных между собой патрубками для
переброски пламени 12. Через эти патрубки при пуске ГТД обеспе-
чивается воспламенение топлива во всех жаровых трубах камеры
переброской пламени от горящего факела в соседней трубе с запаль-
ным устройством, которое установлено в двух-трех трубах из п.
Кроме того, благодаря наличию патрубков обеспечивается восста-
новление горения при случайном срыве факела в одной жаровой
трубе. И наконец, патрубки способствуют выравниванию давлений
в жаровых трубах. Поток вторичного воздуха течет между стенками
наружного и внутреннего корпусов, омывая жаровые трубы, и по-
падает внутрь труб через отверстия поясов подвода вторичного воз-
духа и смесителя. Из труб газ выходит в кольцевой газосборник.
Секционная камера (рис. 31, г) имеет блок отдельных камер,
число которых п = 64-8 и более. Каждая камера имеет жаровые
трубы и корпусы. Все камеры блока совершенно идентичны, работают
самостоятельно, ио все их жаровые трубы соединены патрубками для
переброски пламени, длина которых может быть больше, чем у труб-
чато кольцевых камер. Зажигательные устройства установлены тоже
лишь в нескольких камерах блока. В секционных и трубчато-коль-
цевых камерах число форсунок обычно соответствует числу жаровых
труб. Форсунки помещают в центре фронтовых устройств. В жаровой
трубе значительного диаметра предусматривается несколько фор-
сунок.
В кольцевых камерах (рис. 31, б) число форсунок выбирают та-
ким, чтобы фронт пламени заполнял сечение кольцевого рабочего
пространства жаровой трубы полностью. Максимальный диаметр
конуса 16 распыленного топлива у форсунок 15 ограничен по радиусу
расстоянием h между внутренней 11 и наружной 8 обечайками жа-
ровой трубы. Чем меньше величина h, тем больше нужно установить
форсунок. Их число, определяемое центральным углом 9, достигает
нескольких десятков, а иногда превышает 100. Следует отметить,
что при таком типе камеры сгоранияПможно применить одну коль-
цевую, например вращающуюся, форсунку.
Индивидуальные встроенные камеры сгорания, входящие в об-
щую силовую схему двигателя, иногда при развитых формах соеди-
нительных патрубков, приближаются по конструкции к выносным.
Индивидуальные встроенные камеры сгорания позволяют сократить
расстояние между компрессором и турбиной и уменьшить число
81
форсунок. Последнее обстоятельство особо важно для ГТД небольшой
мощности, у которых расходы топлива и воздуха невелики и приме-
нение кольцевых или нескольких жаровых труб, а тем более камер
нежелательно, так как форсунки будут иметь настолько малые
размеры, что они могут часто засоряться или их работа будет не-
возможна без исключительно высокой степени очистки топлива,
повышающей эксплуатационные расходы.
В ГТД часто использовались секционные камеры сгорания вслед-
ствие удобства монтажа и обслуживания, невысокой стоимости
и относительной простоты их экспериментальной доводки на стенде.
Так, например, если при доводке кольцевых и выносных камер на-
туральных размеров затрачиваются средства на их полное изготовле-
ние, строительство помещений, кроме того, необходимы полные
расходы воздуха G!y и топлива Gr^, то секционные камеры требуют
в п раз меньших расходов, так как все п камер идентичны.
В общем случае, чтобы упростить и уменьшить стоимость доводки
любой камеры, часть доводочных операций целесообразно прово-
дить на моделях. Например, исследования кольцевой и трубчато-
кольцевой камер часто проводят на отсеке — части кольцевого ра-
бочего объема с несколькими форсунками, ограниченной двумя ра-
диальными сечениями.
Следует отметить, что результаты модельных экспериментов
пока недостаточно надежны, чтобы можно было не проводить натур-
ных исследований. Отработанная конструкция секционной камеры
сгорания может быть использована и при проектировании нового
ГТД, особенно если параметры их работы близки. Изменяя число
камер п для обеспечения подогрева заданного расхода воздуха
при новой мощности ГТД, получим конструкцию новой камеры.
Кроме этого, в секционных и трубчато-кольцевых камерах сгорания
в ограниченных их объемах жаровых труб проще добиться более
совершенного смешения потоков топлива, воздуха и газов, более
качественного рабочего процесса. Изготовление жаровых труб этих
камер обычно значительно проще, чем труб кольцевых или выносных
камер особенно больших размеров. Однако корпус ГТД с секционной
камерой должен быть более жестким, так как эти камеры обычно
не входят в его силовую схему.
Кольцевая камера более легкая и компактная по сравнению
с камерами других типов. При ее установке несколько уменьшается
длина ГТД благодаря отсутствию воздухораздающих и газосборных
патрубков в плавной кольцевой проточной части. Для этой камеры
характерны более эффективный диффузор, пониженные потери давле-
ния на входе и выходе, более равномерные поля скорости и темпера-
туры газа. На охлаждение кольцевой жаровой трубы расходуется
меньшее количество воздуха ввиду относительно небольшой суммар-
ной поверхности. Кроме отмеченных выше недостатков кольцевой
камеры следует указать еще один. Сборка и разборка камеры; ее
жаровой трубы, как правило, связаны с полной разборкой двига-
теля, так как трубы выполняют обычно сплошными кольцевыми без
82
разъемов, ооесиечивая этим равномерность их прогрева, устойчи-
вость формы и требуемую жесткость. Корпуса кольцевых и трубчато-
кольцевых камер часто делают разъемными.
Выносная и индивидуальная камеры сгорания удобны тем, что
их разборка, так же как разборка секционной камеры, не требует
даже частичной разборки ГТД. При доводке таких камер обычно
отсутствует необходимость в обеспечении равномерных полей тем-
пературы и скорости потока на выходе из них, что достигается в тру-
бопроводах, соединяющих камеру с турбиной. Однако такие
камеры имеют значительные размеры и массу трубопроводов и га-
зосборников с дополнительными потерями давления в них. Их до-
водка так же сложна, как доводка кольцевых и выносных камер.
В настоящее время в стационарных и особенно транспортных
ГТУ все чаще используют камеру сгорания промежуточного типа
(трубчато-кольцевая или секционная и индивидуальная) — камеру
с обратным поворотом потока. Воздух из кольцевого диффузора
компрессора попадает в общий кольцевой корпус камеры сгорания,
проходит через фронтовое устройство и отверстия внутрь жаровой
трубы, затем поворачивает на 36СГ и из смесителя камеры посту-
пает в кольцевой газосборник турбины. Такая камера может быть
секционной с отдельными корпусами (или верхними частями корпу-
сов), расположенными вокруг отдельных цилиндрических жаровых
труб. Тогда выполнение обязательных патрубков для переброски
пламени усложняется из-за слишком большой их длины.
§ 8. ПРОЦЕСС СЖИГАНИЯ ТОПЛИВА
Процесс горения топлива в камерах сгорания ГТД сложнее,
чем в топливосжигающих устройствах других установок. Проходит
он в сильно турбулизированном потоке воздуха и имеет характер
факельного процесса. Однако даже при сжигании газообразного
топлива это обычно не чисто гомогенно-кинетический провесе.
В нем всегда имеется диффузионное реагирование. Горение жидкого
топлива представляет явление смешанного выгорания паровоздуш-
ной смеси и аэросмеси — различных по размеру капель жидкого
топлива в потоке воздуха. Как уже отмечалось, капли топлива
перед окислением проходят ряд промежуточных стадий: подогрев,
испарение, перемешивание с воздухом. Их горение в общем описы-
вается закономерностями гетерогенного горения. В этом отношении
такой факел близок факелу горящего в потоке воздуха пылевидного
твердого топлива, когда действительно гетерогенный вид горения
проявляется наиболее полно и преобладает над другими видами
горения.
Для рабочего процесса в камерах сгорания определяющими
являются условия возникновения, устойчивого существования (ста-
билизации) фронта пламени и эффективного выгорания топлива
в потоке относительно холодного воздуха, движущегося со скоростью
100—150 м/с и более.
Исследования процессов горения в камерах сгорания ГТД опи-
раются на фундаментальные положения теории горения. Выявить
83
физическую сущность и рассчитать рабочий процесс, его отдельные
элементы в камерах сгорания легче после ознакомления с решением
некоторых задач, возникающих при изучении горения промышлен-
ных топлив в упрощенных условиях. Методы их решения и основные
выводы могут быть полезны и при анализе реальных процессов.
Сжигание газообразного топлива
В зону горения камеры газообразное топливо подается специ-
альными горелками. В камеру сгорания ГТД топливо и окислитель
обычно подают раздельно. При этом в зависимости ют характера их
движения имеет место тот или иной вид диффузионного горения.
Ламинарное диффузионное горение. Рассмогршм истечение струи
горючего газа в воздушное пространство с малой скоростью, в ре-
зультате перемешивания топлива с кислородо.м воздуха образуется
горючая смесь. После зажигания смеси в части объема дальнейшее
ее образование и горение будет продолжаться вследствие регулярной
взаимной диффузии кислорода окружающего воздуха и газа. Устой-
чивое эффективное горение смеси возможно в том случае, если кон-
центрация ее будет близка к концентрации стехиометрического
состава (а = 1). Поверхность пламени поэтому можно определять
совокупностью тех точек пространства, где это условие выполняется.
Круглые горелки имеют пламя конусообразной формы.
Стационарное течение процесса предполагает непрерывный при-
ток кислорода и газа к фронту пламени, воспламенение смеси за
счет теплоты химической реакции в пламени и диффузию образую-
щихся продуктов сгорания в основном в окружающую среду. Обычно
скорость химической реакции значительно превышает скорость диф-
фузии, влияющей на подвод необходимых реагентов, поэтому про-
цесс горения и его скорость будут определяться молекулярной
диффузией газов. В отдельных случаях такой процесс горения можно
описать аналитически.
Турбулентное диффузионное горение. Этот вид горения обычно
используется в промышленной практике. Рассмотрим случай, когда
горючий газ и воздух подаются раздельно и скорость воздуха по
сравнению со скоростью газа пренебрежимо мала — случай свобод-
ной затопленной турбулентной струи (рис. 33, а}. Струя расширяется
за счет турбулентного пограничного слоя, куда вовлекается допол-
нительная масса воздуха из окружающей среды. Начальный участок
струи газа длиной /н имеет ядро, в котором скорость и концентрация
горючего газа неизменны и равны начальным значениям в устье
горелки. Концентрация горючей смеси в результате перемешивания
ее в пограничном слое меняется от начальной ас = а" (яп = О
на внутренней границе) до аг = 0 (ав — на внешней границе
слоя. Поле скорости подобно полю концентрации.
В каждом сечении ио длине факела можно выделить геометриче-
ское место точек с /у = const, в которых смесь будет стехиометриче-
ской (а 1). Так например, в сечении немного выше сечения III—111
(рис, 33, б) концентрации газа и воздуха меняются от (цг)шах и («В)П1П1
84
Рис. 33. Изменение концентраций
газа аг и воздуха ав в турбулентной струе
на оси, до «г = 0 и = a-i на внешней границе. Стехиометрическое
соотношение будет определяться некоторой величиной a'JaV дости-
гаемой в сечении IV—IV на расстоянии rt от оси струи. Эти точки
будут определять положение поверхности пламени. Аналогичные
точки со стехиометрическим соотношением концентраций а\~!аъ
можно найти в любом сечении, пока для какого-то сечения на оси
струи не будет аг = a'v. Точка А на оси струи определит конец
факела. Таким образом, схема образования факела здесь аналогична
схеме образования факела при ламинарном течении, хотя процесс
обмена будет уже определяться турбулентной диффузией, значи-
тельно интенсифицирующей горение.
Согласно экспериментальным данным при увеличении скорости
(расхода) газа, вытекающего из горелки, конец ламинарного рас-
пространения фронта пламени наступает в зоне наибольшей высоты
пламени. До этого момента высота факела (поверхность фронта пла-
мени) возрастала пропорционально увеличивающемуся расходу
газа. Для этой зоны справедливо положение о том. что при ламинар-
ном горении на равных площадках поверхности пламени сгорают
85
равные количества смеси. При дальнейшем росте скорости потока
вихревые области появляются сначала у вершины пламени, затем
они распространяются к его основанию. Сначала турбулентность
возникает непосредственно в пламени еще при ламинарном режиме
течения струи газа. Это явление объясняется существованием высо-
кого градиента скоростей между горячими газами и окружающим
воздухом. В результате турбулизации пламени у центральных
струек газового потока (где w = щ11;1Х) скорость распространения
фронта пламени растет и высота факела понижается. Постепенно
горение полностью турбулизируется, и пламя значительно укора-
чивается.
При дальнейшем росте скорости потока высота пламени опять
будет медленно расти (рис. 34) в связи с повышением объемов сгора-
ющей смеси на турбулентной (искривленной) поверхности пламени.
Слабое влияние скорости потока на высоту h диффузионного
турбулентного пламени является характерной особенностью этого
режима горения. На высоту пламени при этом режиме существенно
влияет вид топлива, причем чем больше воздуха требуется для пол-
ного сгорания топлива, тем выше будет пламя. При сжигании газа
в кислороде высота пламени значительно меньше, чем при сжигании
того же газа и в тех же условиях в воздухе. В последнем случае ее
можно уменьшить, добавив к газу, вытекающему из горелки, неко-
торое количество воздуха (окислителя) или увеличив турбулентность
потока даже без изменения скорости истечения.
Согласно результатам экспериментов, проводимых в камерах
сгорания, длина пламени в них изменяется примерно обратно про-
порционально коэффициенту а избытка воздуха в исходной смеси.
Например, при увеличении отношения расходов топлива к воздуху
в 2 раза длина пламени возрастет примерно во столько же раз.
Стабилизация поверхности фронта пламени. Удерживать фронт
пламени в определенной зоне канала, обеспечивая устойчивое горе-
ние смеси, движущейся со скоростью, превышающей скорость рас-
пространения пламени, возможно только при выполнении условия
непрерывного воспламенения смеси. Если постоянный искусствен-
ный источник зажигания отсутствует, то для обеспечения стационар-
ного фронта пламени в потоке должна существовать зона, в которой
тем или иным образом достигнуто равенство направленных навстречу
скоростей движения смеси и распространения фронта пламени.
Эта зона будет служить источником зажигания, от нее будет созда-
ваться поверхность всего фронта пламени.
Рис. 34. Изменение высоты пламени h в за-
висимости от скорости истечения смеси w
при различных режимах горения:
/ - ламинарный; 11 — переходный; 111 —
развитый турбулентный; 1 — общая высота
пламени; 2 — граница турбулентности
86
Рис. 35. Схема механизма стабилизации поверхности фронта пламени
Схема механизма стабилизации поверхности фронта пламени
при горении однородных стехиометрических горючих смесей, выте-
кающих из горелки в неподвижный воздух, показана на рис. 35.
Внутри трубы скорость ип смеси уменьшается от осп к сгенке. В се-
чениях за горелкой у стехиометрической или обедненной смеси
величина ии будет уменьшаться и к периферии пограничного слоя
вследствие перемешивания с холодным воздухом.
В обогащенной смеси по мере ее смешения с воздухом на ширине
пограничного слоя до стехиометрических концентраций скорость ut
будет возрастать, а затем начнет снижаться. В действительности
горение смеси прекращается не на внешней границе пограничного
слоя при ип = 0, а несколько раньше (штриховые части кривых
ип и wT). В сечении IV—IV эпюры скоростей иа и wT касаются в точ-
ках 1 по окружности. Аналогичное касание эпюр скоростей в точ-
ках 4 будет и в сечении VI—VI. В сечении V—V имеем w — и„ или
&уСр — ит в двух точках 2 и 3\ между этими точками скорость течения
w < ut (и,). Такое же соотношение скоростей сохраняется во всех
сечениях между сечениями IV—IV и VI— VI — это зона проскока
«7
Рис. 36. Образование поверхности фронта пламени
за газовой горелкой
пламени. Зона проскока пламени ограничена
поверхностью 1—2—4—3—1 равных ско-
ростей ип (нт) и w
На рис. 35 эпюры и„ и условно направ-.
лены в одну сторону со скоростью потока w.
После зажигания смеси в любой точке зоны
проскока пламени, где ип (//,.) > w, фронт
пламени переместится навстречу движущей-
ся смеси со скоростью ип — w, а затем уста-
новится стационарное горение смеси, при-
чем начальными точками поверхности пла-
мени, а в дальнейшем точками зажигания
будут точки 1, расположенные на расстоя-
нии Бс от устья горелки. Стационарный
фронт пламени можно получить также, под-
жигая смесь ниже сечения IV—IV, так как сносимое потоком пламя
подойдет к точкам /.
Случайные нарушения рассмотренной схемы механизма стабили-
зации приводят к колебаниям или смещению зоны проскока пламени,
а следовательно, к смещению всего фронта пламени. При исчезнове-
нии зоны проскока пламени поверхность фронта будет снесена
потоком.
Рассмотрим механизм образования всей поверхности пламени от
сечения IV— IV, в котором находятся передние точки 1 поверхности
пламени (рис. 36). В неподвижной горючей смеси после ее зажигания,
например в точках 1, пламя распространяется сферически к оси
горелки (штриховые дуги окружностей). При этом фронты пламени
(сферы) смыкаются в точке А. Очевидно, что по мере приближения
сферических фронтов пламени к точке А их скорость будет увеличи-
ваться вследствие более интенсивного прогрева центрального объема
и возрастания скорости z/,(.
В движущейся горючей смеси сферы пламени сносятся потоком
вверх и они могут сомкнуться на оси в точке Б. При равномерном
поле скорости w по сечению горелки и и„ — cori^t фронт пламени
будет представлять собой правильный конус. В действительности
поле скорости w неравномерное и величина и,, больше у вершины
конуса (в результате интенсивного прогрева) и меньше у основания
(за счет влияния холодной стенки), поэтому конус пламени будет
закруглен. Рассмотренный механизм стабилизации поверхности
фронта пламени в пограничном слое в чистом виде можно использо-
вать в основнОхМ при рассмотрении процесса горения в небольших
газовых горелках при малых форсировках процесса.
В камерах сгорания ГТД с сильно турбулизированным режимом
течения при значительных форсировках рабочих объемов нужны
более мощные источники зажигания (стабилизации). Поэтому на-
ряду с механизмом пограничного слоя рассматривается термическая
88
рециркуляция газов. Она заключается в том, что к корню факела
до точки стабилизации от конечной части зоны горения возвращается
часть раскаленных продуктов сгорания, передающих теплоту горю-
чей смеси и обеспечивающих ее зажигание.
Термическая рециркуляция основана на аэродинамической ре-
циркуляции (рис. 37): за плохообтекаемыми телами образуется зона
обратного течения части потока. Стабилизация пламени с исполь-
зованием плохообтекаемых тел позволяет обеспечить в камерах
сгорания устойчивый процесс горения в потоке, движущемся с боль-
шой скоростью (200 mzc и более). На задних кромках плохообтекае-
мых тел появляется срыв потока, а за ними — область пониженного
статического давления в приосевой части обьема, куда из перифе-
рийных участков зоны горения устремляются продукты сгорания,
которые у выходных кромок плохообтекаемого тела эжектируются
струями, обтекающими его. Продукты сгорания перемешиваются
с холодной смесью, подогревают ее, зажигают и обеспечивают эффек-
тивное горение. В качестве плохообтекаемых тел используются
пластины, стержни, конусы, уголковые (V-образные) профили и др.
На рис. 37, а представлена схема потока, обтекающего конус,
за которым возникает зона А циркуляционного течения /. Благодаря
разрежению в приосевой части за конусом часть 6' основного пря-
мого потока отклоняется в зону обратных токов В (рис. 37, б).
На рис. 37, в показана эпюра осевой скорости для сечения, про-
ходящего через зону обратных токов В.
Размеры циркуляционной зоны А и зоны обратных токов В зави-
сят от скорости потока и определяющего размера плохообтекаемого
тела, которым для конуса будет диаметр его основания d. В потоке
за телом, например от сечения 0—О до /— /, на внешней поверхности
зоны обратных токов В также создается пограничный слой, который
приближенно можно рассматривать как плоскопараллельный по-
граничный слой свободной струи. На линиях тока в зоне большого
градиента скоростей прямого течения всегда существует скорость
w - и.т для смеси данного состава. Если это равенство скоростей
достигается в точках а пространства В, то от них начнется косой
фронт пламени F, наклон и протяженность которого будут зависеть
от состава смеси, скорости потока и размера тела.
Рис. 37. Схема стабилизации пламени за конусом
89
	т	. Рис. 38. Зависимости скорости потока смеси пропан-пропиле-
!-------------। на с воздухом, при которой происходит срыв фронта пламени,
I	от диаметра d основания конического стабилизатора и коэф-
__ \\ ____ фициснта а избытка воздуха:
II \\	1 — d — 3 мм; 2 — d — 5,7 мм; 3 — d — 11 мм; 4 — d = 11 мм, до-
/ XV полнительная турбулизация потока
//	\ \ По результатам эксперимента для данного
\ \ плохообтекаемого тела и определенного состава
---------1 -------75а г0Рючей смеси механизм стабилизации действует
'--------' лишь до определенных пределов, например по
скорости набегающего потока. На рис. 38 показаны характерные за-
висимости скорости w потока смеси пропан-пропилена с воздухом, при
которой происходит срыв фронта пламени, от диаметра d, основания
конического стабилизатора и коэффициента а избытка воздуха. Ана-
логичный эффект стабилизации фронта пламени, начиная отточек А,
можно получить, закручивая поток на входе в зону горения (жаровую
трубу) камеры сгорания лопаточным завихрителем. За лопатками
в расширяющемся канале закрученный поток устремляется к пе-
риферии, образуя вблизи оси из-за пониженного здесь давления
ЗОТ. В камерах сгорания ГТД в зону горения вводятся обычно
раздельно потоки воздуха и топлива, что значительно усложняет
весь процесс. Однако если перед лопаточным завихрителем или сразу
за ним в воздушный поток подать топливо и одновременно осуще-
ствить зажигание (можно в зоне проскока пламени), то возникшая
у внешней границы зоны реакция горения образующейся здесь же
смеси в дальнейшем постоянно будет служить источником зажигания
новых порций подтекающей смеси с распространением фронта пла-
мени на весь поток.
Топливо в зону горения камеры сгорания подается форсунками.
Полый конус топлива должен, выходя из сопла форсунки, войти
в поток воздуха около внешней границы ЗОТ. Большой градиент
скоростей способствует интенсивному перемешиванию топлива с воз-
духом, а соответствующие условия обеспечивают стабилизацию
возникшего после зажигания факела.
Важные результаты получены при анализе экспериментальных
исследований стабилизации пламени в условиях, близких к рабочим
в камерах сгорания ГТД. Рассмотрим схему течения за V-образным
(уголковым) стабилизатором 3 в ядре свободной турбулентной струи,
вытекающей из сопла 1 (рис. 39). Линия 5 ограничивает зону цирку-
ляции, вне которой течет основной прямой поток со скоростью w.
Границы линии тока 7 ограничивают струйки равных расходов пря-
мого течения зоны циркуляции. Границей между линиями 6 и 9
(обратного течения) служит линия 8 нулевых скоростей (граница
ЗОТ). В зоне циркуляции 5 расход газа, движущегося в прямом на-
правлении, равен расходу газа обратного течения в ЗОТ. Положе-
ние границы ЗОТ течения без горения и при горении различное и
зависит от скорости потока смеси, ее состава, характеристик турбу-
лентности, формы и характерного размера b стабилизатора, угла [3
и др. На рис. 39 показано изменение положения границы ЗОТ в хо-
90
лодном потоке воздуха и при горении бензино-воздушной смеси
с а = 1,5 4-1,6 в зависимости от скорости течения. При отсутствии
горения (линии 10 и 11) размеры зоны обратных токов суще-
ственно меньше и мало меняются при изменении скорости потока.
При горении (сплошные линии 12—17) с ростом скорости w длина
и ширина ЗОТ заметно увеличивается. Скорость газа в ЗОТ с уве-
личением скорости потока возрастает, причем более интенсивно
при отсутствии горения.
Как уже отмечалось, при горении ЗОТ в основном заполнена про-
дуктами сгорания, поступающими из пае в прямой поток зоны цир-
куляции, а затем вследствие интенсивного турбулентного обмена —
в основной прямой поток. Это приводит к заметному подогреву
основного потока на границе с зоной рециркуляции. В свою очередь,
из прямого основного потока в процессе турбулентного перемешива-
ния в прямое течение зоны циркуляции около стабилизатора посту-
пает горячая смесь, а на удалении от него — продукты сгорания.
На рис. 39 дана картина течения на режимах, достаточно близких
к режиму бедного срыва, когда сс 0,9аП1ах. В этих условиях про-
цесс горения в основном потоке идет на значительном удалении от
стабилизатора. При обогащении смеси топливом фронт горения при-
ближается к кромке стабилизатора благодаря повышению темпе-
ратуры газов в ЗОТ и интенсификации процесса подогрева смеси.
Значительное обеднение смеси приводит к резкому понижению
температуры газа в зоне обратных токов, и может наступить момент,
Рис. 39. Исследование характеристик уголкового стабилизатора:
/ —- сопло; 2 — граница ядра струи; 3 — стабилизатор (Р = 60, b = 30 мм); 4 — основной
прямой поток бензино-воздушной смеси, а = 1,5-т-1,6; 5 — граница зоны рециркуляции;
6 — прямые течения зоны рециркуляции; 7 — границы линий тока; 8 — граница ЗОТ; 9 —
обратные течения зоны рециркуляции; 10 и 11 — течение без горения, w соответственно 34,5
д 1Ь4’ 12 — 17 — течение при горении, w соответственно 30; 51; 74,5; 105; 130; 170 м/с
91
когда полученной от ЗОТ теплоты будет недостаточно для воспламе-
нения смеси. Тогда горение в основном потоке смеси прекратится,
хотя в прямом потоке зоны циркуляции опо еще может существовать.
Дальнейшее даже небольшое обеднение смеси уже приведет к пол-
ному срыву фронта пламени. С увеличением размеров стабилизатора
улучшаются условия стабилизации. Зависимость эта несколько от-
личается от прямой пропорциональной (условия стабилизации улуч-
шаются несколько медленнее). Причиной улучшения стабилизации
является определенный рост размеров ЗОТ при увеличении размеров
стабилизаторов, в результате возрастает скорость обратных течений и
увеличивается количество теплоты, которое передается горючей смеси.
По данным исследований, коэффициент сс избытка воздуха и
характеристики турбулентности существенного влияния па размеры
ЗОТ не оказывают. Интенсивность турбулентности в зоне обратных
токов при холодных продуктах и горении примерно одинаковая
и почти не зависит от турбулентности набегающего потока. Однако
рост начальной турбулентности, так же как и скорости набегающего
потока, приводит к ухудшению срывных характеристик стабилиза-
тора. В закрытых потоках (каналах, трубах и камерах сгорания)
процесс стабилизации примерно такой же, что и при горении в сво-
бодной струе.
Оказывается, что скорость распространения турбулентного фронта
пламени примерно прямо пропорциональна пульсационной состав-
ляющей скорости потока и почти не зависит от средней частоты
турбулентных пульсаций, а следовательно, от масштаба турбулент-
ности. С увеличением угла раскрытия стабилизатора [3 возрастает
интенсивность турбулентности, что ведет к «раскрытию» фронта
пламени, в результате чего ускоряется процесс выгорания смеси.
Увеличение начальной турбулентности потока также приводит здесь
к большему раскрытию фронта пламени и более интенсивному тепло-
выделению по длине камеры сгорания.
Для снижения потерь давления и ускорения раскрытие фронта
распространения пламени в поперечном направлении целесообразно
использовать не один стабилизатор больших размеров, а несколько
рассредоточенных по длине камеры (эшелонированных) стабилиза-
торов 1—3 (рис. 40). Такая расстановка стабилизаторов позво-
ляет факелу более полно занять поперечное сечение канала при
меньшей его длине, при этом
снижается коэффициент загромож-
дения сечения, а следовательно
и потери давления.
Варьируя величинами А, г, bt
и углом конусности (3, можно за-
метно уменьшить длину зоны го-
рения и снизить потери давления.
Каждый стабилизатор системы,
естественно, влияет на поток за
Рис. 40. Схема рассредоточенного (эшело-
нированного') стабилизатора
Lr
7УУ77гУ7'7^г7'77777-.
92
Рис. li. Схема нзменеипл поверхнссш фронта пламени при росте скорости
потока ropjo’.cii смеси:
другим стабилизатором. Так, например, передние границы фронта
пламени отдельных стабилизаторов вместо положения 4 в общей
системе займут положение 5. Это объясняется в частности изменением
конфузорности течения при конкретных значениях L и г. Отмечено,
что взаимодействие двух турбулентных следов, один из которых
имеет большие размеры масштаба и интенсивности турбулентности,
приводит к росту этих характеристик во втором следе.
Положения теории стабилизации фронта пламени. Характерное
изменение поверхности фронта пламени с ростом скорости потока
горючей смеси при стабилизации пламени пластиной показано на
рис. 41. При умеренных скоростях потока конус пламени заметно
расширяется (раскрывается) по ходу потока. Рост скорости до ве-
личины ку, обусловливает заострение конуса пламени, увеличение
длины выгорания смеси. По мере приближения скорости течения
к ее значению при срыве появляется характерный пережим в ко-
нической поверхности. При дальнейшем увеличении скорости до &»4
пережим смыкается. Это еще не полный срыв пламени, горение про-
должается в очень ограниченной области непосредственно в рецир-
куляционной зоне за стабилизатором, однако поток смеси в целом
уже не зажигается и не выгорает. Объяснить это можно в основном
сокращением времени контакта горючей смеси с газами зоны обрат-
ных токов. Интенсификация течения, в том числе в ЗОТ, приводит
к интенсивному отбору теплоты от образующегося у кромки ста-
билизатора пламени в зону обратных токов раньше, чем горение
успеет распространиться на весь поток. При еще больших ско-
ростях набегающего потока наступает и полный срыв фронта пла-
мени.
Следует отметить, что пока еще не установлен единый подход
к вопросам теории процесса стабилизации поверхности фронта пла-
мени. Так, например, можно исходить из анализа соотношения между
временем контакта элементарного объема свежей смеси с горячими
продуктами сгорания зоны обратных токов (время пребывания смеси
т11Р) и временем тг горения данного объема. Если время контакта
смеси с горячими продуктами сгорания, обеспечивающими высокий
температурный уровень реакции, меньше времени, необходимого
для горения, то устойчивость процесса невозможна, произойдет
93
»
срыв пламени. Следовательно, должно выполняться условие
т(1г, тг > 1, чтобы получить надежную стабилизацию пламени.
Из результатов экспериментальных исследований следует, что раз-
меры зоны обратных токов за стабилизатором пропорциональны
определяющему размеру d. Смесь в таком объеме будет миновать
эту зону в различные отрезки времени в зависимости от скорости
потока щ. Значит, величина тпр ~ dCT!w. Отождествляя время горе-
ния со временем течения химической реакции тх при нормальном
распространении фронта пламени, что конечно условно, получи.м
тг ~ a:u:i (а — коэффициент молекулярной температуропроводно-
сти). На границе срыва отношение тпр'тг ~ dciu^(wa) =--= Mi —
----- const, названное критерием Михельсона, должно быть порядка
единицы.
Действительный процесс горения обычно достаточно достоверно
описывается при рассмотренном подходе, особенно при умеренных
числах Re и бедных смесях. Критерий стабилизации .Михельсона
можно представить следующим образом: d/w = const а 'и‘п f (а).
Это соотношение, определяемое составом смеси, удовлетворительно
характеризует пределы стабилизации.
Рассмотренный подход касался в основном аэродинамики и ки-
нетики процесса горения, и лишь косвенно отмечалось влияние
теплового фактора. Однако срыв пламени можно непосредственно
определять по нарушению теплового баланса процесса воспламене-
ния смеси. Так называемый тепловой срыв действительно определяет
характерные срывные границы работы стабилизаторов, особенно
резко по мере уменьшения его определяющих размеров. В зависи-
мости от вида топлива и концентрации его частиц в смеси с окисли-
телем положение срывных пределов изменяется.
Некоторые исследователи, основываясь на тепловой стороне
явления, развивают следующие теоретические положения. Так,
например, количество теплоты qv необходимое для воспламенения
потока горючей смеси, проходящей вдоль зоны обратных' токов,
пропорционально скорости потока ш, разности между температурой
воспламенения Тв и исходной температурой холодной смеси То,
толщине зоны подогрева 6П, плотности р и удельной теплоемкости
ср смеси, т. е. qt w6npcp (Тв — То). Из теории нормального рас-
пространения поверхности фронта пламени величина 6П а!ип =
= А./(Сррцл), где X — коэффициент теплопроводности смеси. Следо-
вательно, qr ~ (wk'u,,) (Тв — То). Количество теплоты q2, переда-
ваемое холодной смеси из ЗОТ, определяется размерами зоны, раз-
ностью температур Ти горячих продуктов сгорания ЗОТ и То холод-
ной смеси и коэффициентом теплоотдачи сс. Размеры ЗОТ, в свою
очередь, зависят от характерного размера стабилизатора. Таким
образом,
q2 — ad (Тп — То).
Можно полагать, что температура Тп продуктов сгорания, за-
полняющих ЗОТ, равна температуре горения смеси данного состава.
94
В момент срыва пламени оба количества теплоты должны быть
равны. Тогда
7i q.2 = const или jca (Тв - Т0\ип = C&d (Гп - 7\,),
где Сг — коэффициент пропорциональности.
Из данного уравнения можно получить выражение, которое
легко приводится к критерию стабилизации Михельсона. Так, на-
пример, используя критерий Нуссельта и его связь с критерием
Рейнольдса, получим: а — XNu/d и, кроме того,
Nu С2Re" - C,w"dn,vn.
После преобразований
5?
Qi
idld”un
~ const
1 В — 1 о /
или
U'n'd / Тп-Т0 V- __________t
( Тв-Т0 ) —const.
На основе эксперимента получен показатель степени п = 0,5.
Тогда
du-„ / т __т,. \°
—- (	-7;° ) = const.
ti’v \ Тв — 7 о /
Принимая величину v ~ а и считая отношение разностей температур
неизменным, найдем критерий Михельсона:
Mi = duni{wa) — const.
В других исследованиях объем горячих продуктов сгорания ЗОТ
рассматривался как высоконагретое тело в предположении, что
условия стабилизации поверхности фронта пламени определяются
зажиганием свежей смеси этим телом. Математическое описание
рассматриваемых явлений также дает соотношения, фактически
аналогичные виду критерия Михельсона.
В настоящее время теоретические исследования на основе крите-
рия Михельсона получили широкое распространение. Между тем
очевидно, что этот критерий еще далеко несовершенен, так как в не-
которых случаях он не выполняется, в нем не отражены характери-
стики турбулентности потока горючей смеси и лишь в скрытой форме
(через величину ип) отражается влияние скорости химической реак-
ции. В то время как при горении смеси в камерах сгорания ГТД
турбулентность является основным фактором, определяющим усло-
вия стабилизации фронта пламени.
Поэтому следует остановиться на интересных представлениях,
имеющихся в литературе, о турбулентной скорости распространения
фронта пламени. Приняв тх тг, из выражения ur = I,тх получим
(щ 7).	(35)
95
Pm. 42. Схема ciaoii.'iiianpoBaiiiaa о ippoiha.
I - торючс'.я смесь:	фронт	1 - про-
дукты сгорания; I - ст абплн-ь тор
Учитывая, что масштаб турбулентности /  щ, w', имеем
тп() тг = (rf сг>) (и^' щ)-= AIR.	(36)
Поскольку ёУ. ш - в,
Мрde//(.tc.	(37)
Полученное выражение для критерия стабилизации с учетом
турбулентности позволяет отметить, что влияние основных ее ха-
рактеристик существенно. Представляется очевидным, что не от-
дельные величины, а характерный комплекс параметров турбулент-
ности должен определять условия стабилизацш поверхности при
турбулентном горении фронта пламени.
Общие выводы и элементы расчета стабилизации фронта пламени
за плохообтекаемыми телами. В схеме стабилизированного фронта
пламени (рис. 42) в качестве плохообтекаемого тела применен про-
филь уголкового сечения, получивший преимущественное распро-
странение, особенно в форсажных камерах сгорания авиационных
ГТД. Толщ! та пламени у кромок стабилизатора не превосходит деся-
тых долей миллиметра, увеличиваясь ио мере удаления от него.
Скорость распространения фронта пламени в направлении, перпен-
дикулярном к течению основного потока, характеризуемая углом Рф,
зависит от нескольких факторов и в первую очередь от размера ста-
билизатора d, состава горючей смеси и скорости потока ы. Увеличе-
ние d приводит к возрастанию угла раскрытия факела пламени
и одновременно к увеличению пределов устойчивости пламени.
Условия срыва пламени для стабилизаторов различных размеров
достаточно хорошо обобщаются в форме зависимости отношения
(^c)max/dn от состава топливовоздушной смеси: (ёС'с)т.1ЧД/'г =-^ / (а).
Здесь (кДшах — предельная скорость потока свежей смеси, при
которой происходит срыв пламени; п — показатель степени, полу-
ченный, например, по результатам большого числа опытов со стаби-
лизаторами в виде цилиндрических стержней, расположенных пер-
пендикулярно к потоку, п 0,5. Показатель п несколько меняется
в зависимости от числа Рейнольдса, особенно при Re 101. Наи-
больших значений (ы’с)шах достигает для смесей, по составу близких
к стехиометрическим. Однако для стабилизаторов очень малого раз-
мера максимум реализуемых скоростей до с{:ыва пламени имеет
место у несколько персобогащенных смесей. По фотографиям пламени
за стабилизаторами четко видно, что при увеличении d и w наступает
переход от ламинарного горения к турбулентному. У стабилизаторов
малых размеров (цилиндр диаметром 2- 3 мм) фронт пламени прак-
тически всегда ламинарный на расстоянии (но потоку) до нескольких
9G
десятков диаметров при любых числах Re. Хотя при очень боль-
ших скоростях размеры пламени по направлению движения сме-
си резко сокращаются и поджигания всей ее массы не проис-
ходит.
Уже при d > 3 мм ламинарный фронт наблюдается лишь при
очень малых числах Re, а при значениях Re, характерных для камер
сгорания ГТД, и при d в несколько десятков миллиметров горение
всегда носит ярко выраженный турбулентный характер. Турбулент-
ность чаще всего отрицательно сказывается на процессе стабилизации.
Рост масштаба /, а главное интенсивности турбулентности е = w'/w.
приводит к значительному сокращению пределов стабилизации,
особенно для стабилизаторов м^лых размеров (1—5 мм), при d>30—
40 мм влияние турбулентности становится уже несуществен-
ным.
Фазовый состав смеси и наличие жидких капель в потоке заметно
влияет на стабилизацию. В результате инерции капель они не сле-
дуют за потоком, огибающим стабилизатор, нагретый горячими
продуктами сгорания, а попадают на его поверхность и интенсивно
испаряются. Это ведет к образованию переобогащенной по сравнению
с основной массой смеси у кромок стабилизатора и расширению пре-
делов стабилизации пламени на бедных смесях; причем с ростом
скорости потока число капель, попадающих на стабилизатор, уве-
личивается. Влияние давления и температуры потока смеси на пре-
делы стабилизации можно выяснить, анализируя выражение для
критерия стабилизации в форме d ~ const aw/un. Считая скорость
неизменной, определим структурную зависимость остальных вели-
чин от давления и температуры в потоке. Из изложенного выше
очевидно, что
«п ~ (T.lT.rWP^.	(38)
Коэффициент температуропроводности, как это следует из моле-
кулярно-кинетической теории газов, а ~ (Г'2/Т'1)7(/72/р1).
Следовательно, определяющий размер стабилизатора может быть
связан с давлением и температурой соотношением
d ~ const [ПТ^-r
Очевидно, что влияние температуры сильнее влияния давления.
При повышении давления и температуры размер стабилизатора,
необходимый для стабилизации пламени, должен быть меньше.
Для воздушных смесей углеводородных топлив получена следующая
зависимость
d=[nT^^^lp^\-\	(39)
В других исследованиях влияние температуры оценивают, напри
мер, степенью, равной 1,2. Положительное влияние оказывает по-
догрев самого стабилизатора. Эффективность подогрева зависит от
температуры смеси и размеров стабилизатора. Отмечено также влия-
4 Пчелкии Ю. М.	97
ние формы стабилизатора в связи с зависимостью от нее размеров
зоны обратных токов и характера течения в циркуляционной области.
Стабилизаторы значительных продольных размеров приводят
к турбулентному режиму течения в пограничном слое выше точки
отрыва потока. У таких стабилизаторов максимальная скорость
срыва пламени (к’с)тах ~ d. Для стабилизаторов с малыми размерами
в направлении движения потока (диски, пластины, стержни, уста-
новленные поперек течения) предельная скорость срыва (гдс)шах ~
~ (d)n. Показатель степени п 0,5.
Исследователи отмечают, что эффект стабилизации, например,
длинным цилиндром, установленным поперек потока, выше, чем
сферой того же характерного размера. Поэтому параметр, оценива-
ющий влияние формы стабилизатора, должен учитывать не только
определяющий размер d, но и, по-видимому, коэффициент лобового
сопротивления, определенную характеристику объема плохообтекае-
мого тела и др.
Следует отметить также влияние акустических возмущений на
пределы устойчивого горения смеси за стабилизаторами. В зависи-
мости от частоты, амплитуды и мощности источника колебаний,
состава смеси будет меняться воздействие возмущений, но диапазон
устойчивой работы при этом всегда несколько сужается.
При расчете необходимого размера стабилизатора можно исхо-
дить из критерия стабилизации Mi -=duK'(aw) = const. Величину ип
берут для наиболее бедных смесей, т. е. (wn)min, учитывая возможное
местное обеднение смеси за стабилизатором. Скорость потока w
принимается наибольшей для данной камеры сгорания. Следует
отметить, что завышать размеры стабилизатора нецелесообразно,
так как перекрывая сечение и увеличивая скорость потока в узких
местах, повышаем потери давления в камере сгорания. Кроме того,
рост скорости потока у стабилизатора ухудшает условия его работы.
Очевидно, нужно искать оптимальные размеры стабилизатора и
скорость потока из условия экстремума критерия стабилизации
в функции изменения затенения сечения f камеры сгорания.
Затенение сечения f, как отношение наибольшего поперечного
сечения стабилизатора к площади камеры сгорания в данном месте
связано со скоростью потока (без учета сжимаемости) следующим
образом: w (1 —f) = С, const. В случае осесимметричной кон-
струкции d = С2 у ~f. Критерий стабилизации Mi (1 —/) и^С2 X
X }///(С1п) =•• const. Оптимальное значение /опт = 1/3.
Практически стабилизатор редко выполняют в виде одного тела.
Целесообразно устанавливать рассредоточенно ряд стабилизаторов
минимальных размеров, общей площадью, равной найденной, опти-
мальной. При этом выгодно располагать все стабилизаторы не в одном
сечении, а со смещением по потоку (см. рис. 40). Полученный так
называемый эшелонированный стабилизатор будет обладать мень-
шим суммарным сопротивлением при той же эффективности процесса
стабилизации. В данном исполнении конструкция будет менее склонна
к режимам неустойчивого пульсационного горения.
98
Гетерогенное горение
Рассмотрим горение жидкого и твердого топлива в газообразном
окислителе (кислород воздуха), при наличии совокупности физиче-
ской и химической неоднородности реагирующей системы.
В гомогенной системе взаимный кош акт реагентов осуществляется
смешением, после чего процесс горения может развиваться в любой
части объема смеси. В гетерогенной системе взаимодействие между
реагирующими веществами может осуществляться только на поверх-
ности соприкосновения химически активных фаз системы, т. е. на
поверхности раздела горючего вещества и окислителя. Последнее
определяет огромное значение размера поверхности взаимного кон-
такта на скорость гетерогенного горения.
При одинаковом количестве реагентов в единице объема системы
и прочих равных условиях увеличение размера поверхности, на
которой происходит взаимодействие топлива и окислителя, соответ-
ственно приводит к росту скорости процесса горения. Если кубик
твердого топлива с ребром 1 см последовательно разрезать на кубики
меньшего размера, то суммарный объем того же количества топлива
будет увеличиваться от 6 до 1200 см3 при ребре 0,05 мм и до 6000 см3
при ребре 0,01 мм и т. д. Этим определяется необходимость раз-
дробления массы твердого или жидкого вещества на мельчайшие
частицы перед введением его в зону горения.
Реагирование по поверхности раздела объясняет и факт значи-
тельной зависимости скорости гетерогенного горения от специфи-
ческих особенностей процессов междуфазового взаимодействия. Роль
диффузионных и тепловых явлений, немаловажная и при гомогенном
реагировании, становится еще более существенной при гетерогенном
горении. Здесь отдельные физические процессы — подвод газообраз-
ного окислителя к поверхности горючего вещества, перенос теплоты
(конвекцией, излучением и теплопроводностью), испарение жидкого
топлива, отвод продуктов реакции и др. — обычно определяют
характеристики суммарного процесса. Теория гетерогенного горе-
ния основана на теории переноса теплоты и вещества в процессе
химической реакции, протекающей в основном на поверхности
раздела фаз реагентов и в какой-то степени в их массе.
Горение жидкого топлива. В камерах сгорания ГТД, так же как
и в других топливосжигающих устройствах, жидкое топливо вво-
дится в поток воздуха зоны горения в распыленном на мелкие ча-
стицы виде. При анализе процесса горения жидкого топлива прин-
ципиально важным является то, что температура самовоспламене-
ния жидких топлив всегда значительно выше их температуры кипе-
ния. Химическое реагирование топлива таким образом осуществ-
ляется только в его паровой фазе и по существу является процессом
гомогенным. Тем не менее общий процесс горения определяется,
и часто в решающей степени, такими факторами, как скорость испа-
рения, которая, в свою очередь, зависит от интенсивности подвода
теплоты; скорость диффузии паров горючего, окислителя и продук-
тов реакции. Поэтому общие законы горения жидкого топлива но-
4*	99
сят характер физических закономерностей при взаимодействии ве-
ществ с различным агрегатным состоянием, в нашем случае -газовой
среды и жидкости.
Воспламенение жидкого топлива возможно только после образо-
вания горючей паровоздушной смеси у его поверхности. Тогда от
источника зажигания, например открытого пламени, произойдет
воспламенение смеси (вспышка). Минимальная температура жидкого
топлива, при которой образующиеся над поверхностью капель пары
могут воспламеняться от постороннего источника, называется темпе-
ратурой вспышки этого топлива. Для керосина средняя температура
вспышки составляет примерно 293—330 К, для моторного топлива
330—345 К и для бензина 260—295 К- В технике эти температуры
определяются в основном по условию пожарной безопасности.
Самовоспламенение жидкого топлива возможно, например, при
вводе его в подогретый воздух. Минимальная температура смеси,
при которой осуществляется ее самопроизвольное воспламенение
с дальнейшим горением без подвода теплоты извне, называется тем-
пературой самовоспламенения жидкого топлива. По существу это
температура самовоспламенения паров топлива в смеси с данным
окислителем. Дальнейшее горение топлива возможно также только
в паровой фазе.
Механизм процесса горения капли топлива следующий. В окис-
лительной среде, нагретой выше температуры самовоспламенения,
капля начинает испаряться. Как только около поверхности капли
образуется горючая паровоздушная смесь, она воспламеняется.
Затем горение продолжается за счет последующего непрерывного
воспламенения горючей смеси вследствие продолжающегося ис-
парения топлива. При появлении пламени процессы испаре-
ния и горения интенсифицируются, так как температура повы-
шается.
Установившийся процесс горения определяется равенством ско-
ростей испарения топлива и горения паровоздушной смеси около
поверхности капель. Однако в зависимости от того, какой из этих
двух процессов интенсивнее, характер горения будет изменяться.
Если скорость окисления топлива в данных условиях очень велика
по сравнению со скоростью испарения, то скорость горения будет
определяться только скоростью испарения. В этом случае для интен-
сификации горения бесполезно увеличивать скорость первого про-
цесса (окисления), а нужно ускорить медленно идущий процесс
испарения, лимитирующий горение. Возможен и другой случай,
когда скорость горения ограничивает процесс окисления.
Следует отметить, что помимо этих двух процессов значение
имеют и процессы диффузии, определяющие перемешивание паров
топлива с воздухом и отвод продуктов горения из зоны реакции,
а также процессы теплообмена. Характеристики горения жидкого
топлива в гомогенной паровоздушной среде отражают закономер-
ности не только химического, но и физических процессов, в том
числе определяемых взаимодействием сред, находящихся в различ-
ных агрегатных состояниях (гетерогенные процессы).
100
Рис. 43. Схема горения капли жидкого
топлива и зависимость тепловых пото-
ков от температуры:
1 -- поверхность(зона)горения;2 — капля;
3 — пар; 4 — зона догорания и диффузии
О2 н продуктов сгорания (СО2)
Рассмотрим горение капли
жидкого ^топлива в неподвиж-
ном горячем воздухе (рис. 43, а).
Холодная капля с температу-
рой Тж, попав в'среду окис-
лителя, имеющего высокую тем-
пературу Тс > 7Ж, быстро прогревается и испаряется. Теплота
передается в основном теплопроводностью равномерно по поверхности
через относительно тонкий слой пара, который диффундирует радиаль-
но от поверхности капли. В случае, когда окисление не лимитирует
процесса и не определяет тепловой режим системы, особое значение
имеет процесс испарения. Если общее давление не превышает крити-
ческого, то отвод паров от капли при температуре ниже точки ки-
пения идет очень быстро и парциальное давление у поверхности
не ограничивает испарения. Приближенно можно считать, что
скорость испарения w„ зависит только от температуры. По выраже-
нию типа экспоненциальной зависимости Аррениуса
w^Ce~L/(RT-A
где L — скрытая теплота испарения; С — постоянная, определяе-
мая видом топлива.
В первый период нагрева температура капли растет до некоторого
значения, после чего ее повышение практически прекращается
и вся теплота, поступающая на единицу поверхности капли, расхо-
дуется на испарение. Количество подведенной теплоты
qL =- а (Тс - 7Ж).	(40)
При этом должно соблюдаться равенство qr = q2 (q2 = WL —
теплота, расходуемая на процесс испарения). Отсюда можно найти
температуру равновесного состояния жидкости Тт. На рис. 43, б
показан характер зависимости величин qr и q2 от температуры Т.
При неизменном коэффициенте теплоотдачи а система прямых qx
будет эквидистантно смещаться только в зависимости от изменения
температуры Тс. Точка пересечения прямой qt и кривой q2 опреде-
ляет температуру Tw. до которой нагревается поверхность жидкой
капли. С ростом Тс разность (Тс — Т.и) увеличивается, несмотря
на рост Тп-, который ограничен температурой кипения Тк. Таким
образом, увеличение Тс, как это и следует из уравнения (40), при-
водит к возрастанию скорости испарения. Количество теплоты, под-
веденной к поверхности капли, имеющей в данный момент радиус г,
за время dx dQ ~ 4лг2а (Тс — Т-1К) dr.
101
Количество жидкости, испарившейся за счет этой теплоты,
dG = dQJL. Величина
dG = — 4лг2Уж dr,
где vm — удельный объем жидкости.
Тогда
4лг2а (Тс — 7\.) dx/L = —4лг2 drjvA..
Отсюда можно найти или величину v~* dr/dn, характеризующую
массовую скорость испарения (в данном случае горения), или время
полного горения капли
To = ^j а (Тс-Лк) '
о
Приняв для простоты Тж 7К = const, получим
Го
т° — -рр гр ч f dr jet,.
1;к Pc — 1 к/ J
о
Величина а определяется условиями теплообмена при данном ха-
рактере движения капли в потоке и находится по экспериментальной
зависимости для случая теплообмена шара. При Re < 100 по ре-
зультатам опыта Nu = 2(1+ 0,08Re2 3). Для мелких капель
(практически следующих за потоком) при очень малых скоростях
относительного движения (0 < Re + 100) можно считать Nu 2.
Так как Nu = ad/k, а = Х/r. Следовательно,
__ 2 L
To~r° 2Л (Гс-Гк)
В реальных условиях механизм процесса более сложен, однако
влияние основных факторов будет таким же; время горения значи-
тельно сокращается при уменьшении радиуса капли и росте тем-
пературы среды.
В камеру сгорания ГТД жидкое топливо подается форсунками,
распыливающими его на мельчайшие капли диаметром от единиц
и десятков микрометров до 200—300 мкм. Топливо испаряется, и
пары его смешиваются с воздухом уже в самой камере сгорания,
поэтому общий процесс горения часто определяется закономерно-
стями диффузионных явлений. Кроме того, одновременное горение
массы капель оказывает взаимное влияние на эти процессы.
Горение твердого топлива. Горение твердого топлива можно
разделить на следующие стадии: подогрев; подсушивание; выделение
летучих и образование кокса; горение летучих и частичная газифи-
кация кокса; горение кокса. Определяющим является горение твер-
дого коксового остатка — углерода, так как массовая доля углерода,
например в каменных углях, более 90 % и соответственно на долю
сгоревшего углерода приходится до 90—95 % общей теплоты сгора-
ния всех горючих элементов топлива. Кроме того, это и наиболее
длительная стадия, на нее затрачивается до 90 % всего времени
102
Рис. 4;. Зависимость w от Т для определения
скорости горения твердого топлива
процесса. Конечно, присутствие би-
туминозной части и образование ле-
тучих имеет большое значение, осо-
бенно в начальной фазе, в большой
или меньшей мере содействуя нача-
лу и протеканию горения углерода.
Частичка угля, внесенная в высо-
конагретый воздух, вскоре охватыва-
ется пламенем, хотя ее температура
не превышает 1000—1100 К. Это вос-
пламеняются выделившиеся летучие.
Эта стадия способствует дальнейшему
прогреву и воспламенению коксового остатка. Выход летучих за-
вершает первую стадию (период подготовки горения углерода),
которая протекает с затратой теплоты. Это и отличает подгото-
вительную стадию от основной — горения кокса, — которая
идет самостоятельно за счет выделения большого количества теп-
лоты.
Переход от первой стадии к основной и устойчивое горение угле-
рода возможны не всегда. Для этого необходимо, чтобы температура
зоны горения была не ниже некоторого значения, определяющего
воспламенение и устойчивое горение кокса. Таким образом, для
твердых топлив существуют две характерные температуры и соответ-
ственно два процесса воспламенения: летучих и коксового ос-
татка.
Начало горения кокса сопровождается использованием кисло-
рода из прилегающего газового слоя и замещением его продуктами
сгорания, что затормозит дальнейшее окисление углерода, если не
будет обеспечено поступление О2 из более удаленных слоев воздуха
за счет диффузии. Элементарная схема установившегося горения
углерода предопределяет равенство скорости горения, выраженной
через расход кислорода и скорости поступления его из среды, равной
скорости диффузионного потока дл =-~- —DCidc/dn, где Dc— коэффи-
циент диффузии; п — нормаль к поверхности частицы.
Интенсивность диффузии определяется характером движения
среды, концентрацией О2 у поверхности кокса и его реакционной
способностью. Течение же окислительных реакций главным образом
зависит от температуры. Последовательность отдельных стадий об-
щего процесса горения твердого топлива определяет зависимость
его скорости от длительности каждого этапа. Общая скорость горения
твердого топлива будет меньше скорости течения самой медленной
стадии. Поэтому для ускорения общего процесса целесообразно уско-
рять самый медленный этап. Так, при пониженных температурах
кинетика реакций может лимитировать весь процесс горения, диапа-
зон этих температур до точек С и В будет определять так называемую
кинетическую область / (рис. 44).
103
При высоких температурах химическая реакция течет практически
мгновенно, а скорость горения ограничена подводом О2, определяя
диффузионную область 11. Кинетическая область определяется зави-
симостью химической реакции wx от температуры Т (кривая 1).
Скорость диффузии дад кислорода к реакционной поверхности
частицы углерода от температуры практически не зависит (прямая
2). Она возрастет до дад, например, при увеличении скорости w (осо-
бенно относительной) потока и при уменьшении размеров d. частицы
(прямая 2').
В кинетической области 1 под кривой 1 от оси ординат до точки А
скорость горения wr ограничена скоростью химической реакции
wK <Z В диффузионной области 11 под прямой 2 правее точки В
возможные очень большие скорости горения wr = w* не реализуются,
так как общий процесс ограничен небольшой скоростью диффузии.
Здесь дад < и горение по существу характеризуется лишь физиче-
ской стороной явления.
Между кинетической областью и диффузионной можно выделить
промежуточную область 111, ограниченную справа линией 4 и вклю-
чающую кривую 3 между точками А и В, где скорости химических и
диффузионных процессов соизмеримы и горение примерно в равной
мере определяется обоими этими процессами.
Анализировать процесс горения твердого топлива удобно, рас-
сматривая схему выгорания угольной частицы простейшей сфериче-
ской формы, находягцейся в достаточно большом (бесконечном)
объеме высоконагретой окислительной среды (воздуха). Прц этом
важное значение имеет характер движения газовой среды и частицы.
В зависимости от скорости обтекания ее потоком воздуха характер
выгорания частицы меняется. При слабом движении или в неподвиж-
ном пространстве выгорание ее поверхности будет равномерным,
симметричным, частица, уменьшаясь, практически сохраняет неиз-
менной свою первоначальную форму сферы. Здесь при горении ча-
стица окутывается сплошным кольцом пламени. При больших скоро-
стях обтекания частицы горение по поверхности сферы происходит
неравномерно: фронтовая (нижняя) часть выгорает быстрее, а кормо-
вая (верхняя) значительно медленнее. Практически нечто подобное
всегда имеет место и при горении жидкого топлива.
Стационарный режим горения угольной частички предполагает
равенство количества кислорода, поступающего к поверхности диф-
фузией и расходуемого на химическую реакцию, при постоянной кон-
центрации его на поверхности частицы aF. Эта концентрация будет
тем больше, чем выше скорость диффузии, в предельном случае она
равна концентрации по2 кислорода в потоке.
; Наиболее прост случай, когда химическая реакция идет только
по внешней поверхности частицы, исключая реакцию по внутренней
поверхности пор. Скорость горения углерода тогда можно опреде-
лить по скорости химической реакции, считая, что на внешней по-
верхности
даг = w* ~ kaF.
104
Скорость диффузии О2 к поверхности реагирующей частицы с уче-
том конвекции
Кд = ад(<7о2 - М,
где ад— константа скорости диффузии. Это отношение диффузион-
ного потока, поступающего на единицу поверхности, к разности кон-
центраций О2 в объеме и на поверхности. Так как на установившемся
режиме горения а?г — ц?д,
^г = ао2/(^_1-{-ад1) = Л’каог,	(41)
где kK — кажущаяся константа скорости горения углерода. Обрат-
ная ее величина k^1 ~ k"1 4~ «д1 определяет общее сопротивление
системы в процессе горения в результате диффузии О2 (физическое
сопротивление) и химической реакции (химическое сопротивление).
В диффузионной области а^1 у> k'1, и, пренебрегая меньшей величи-
ной, можно считать скорость горения (^г)д = адао2.
В кинетической области k"1 адх, и тогда (&'г)к = &ао2. Обычно
горение твердого топлива характеризуют удельной скоростью го-
рения 7<s, определяющей количество углерода, сгорающего на еди-
нице поверхности частицы в единицу времени:
К*, =	(42)
где ф — секундный расход О2 на единицу массы прореагировавшего
углерода. Величину ад предлагают считать несколькими способами.
В частности, по аналогии с процессом переноса теплоты, можно ис-
пользовать диффузиннный критерий Нуссельта Nua = a^dlD'.
Ks =. ср-i [fc-i + d/(D NuH)j ’
где D — коэффициент диффузии.
Однако в большинстве случаев применить это уравнение для
реальных расчетов не представляется возможным ввиду отсутствия
зависимостей входящих в него величин от условий проведения про-
цесса. Кроме того, предположение о наличии только поверхностной
реакции и отсутствии химической реакции во внутренних поверхно-
стях пористой частицы в общем случае неверно, особенно если при
невысоких температурах значение аЕ близко к значению «о2. Поэтому
величину К? следует корректировать.
Механизм химического соединения С и О2 изучен еще недоста-
точно. Выявлено, что реакция осуществляется через ряд стадий,
в ходе которых появляются и реагируют промежуточные соединения
Сд-Оу, дающие одновременно оксиды СО и СО2. В самой общей форме
гетерогенный процесс горения твердого топлива (углерода) кратко
можно описать следующим образом.
Горение углерода характеризуется многообразием химических
реакций, механизм которых'изучается, однако основным первичным
химическим процессом, очевидно, является соединение углерода
с кислородом. Общая схема реагирования может выглядеть так:
л'С -г уО2 гСО + гСО2. Коэффициенты этого уравнения пока
105
еще четко не установлены. Они могут изменяться в зависимости от
условий и параметров системы. За первичным процессом возникают
вторичные реакции: 1) 2СО 4- О2 =•= 2СО2; 2) С -!- СО2 2СО. Эти
реакции (особенно первая) аналогично первичной реакции могут
протекать как около поверхности частицы углерода, так и внутри ее
(в порах и трещинах) при наличии там соответствующих реагентов.
Первая реакция дает конечный продукт окисления массы рабочего
топлива. Вторая реакция, если она косвенно не обусловливает сум-
марного явления, считается нежелательной. Эта реакция активно
протекает при высоких темпертурах, в условиях недостатка кисло-
рода. Результат течения как минимум трех реакций с учетом их
интенсивности определяет характер выгорания и состав продуктов
горения углерода. Две из этих трех реакций (первичная и последняя
из вторичных) чисто гетерогенные, для них существенным является
лишь содержание газообразного компонента, так как по сравнению
с ним твердая фаза всегда имеется в избытке. Течение данных
гетерогенных реакций, как показывает опыт, определяется как чисто
химическими факторами (через ряд кинетических величин), так и
явлениями адсорбции, газообмена (диффузии), возможного возник-
новения промежуточных соединений и др.
Следовательно, даже химический процесс соединения углерода
с кислородом надо характеризовать некоторыми суммарными пара-
метрами. Общее кинетическое уравнение имеет вид
w = kf (Л, ао2),
где w — скорость химической реакции, отнесенная к единице внеш-
ней поверхности; k — константа скорости химической реакции;
А — величина, учитывающая реакционные свойства углерода и
условия процесса, но мало зависящая от температуры, различная
для конкретных сортов топлива (кокса).
В самом простом случае можно считать функцию / (Л, аог)
а /(Л + ао2). Тогда w =-= ka/(A + ао2). Суммарный порядок гете-
рогенной химической реакции может изменяться от нулевого до
первого в зависимости от величины Л. Например, при достаточно
высоких температурах и отсутствии торможения со стороны диффу-
зионных процессов, когда из-за значительных скоростей химической
реакции концентрация кислорода около реагирующей поверхности
углерода становится сколь угодно малой, пренебрегая ее величиной
по сравнению со значением Л, приходим к кинетическому уравне-
нию первого порядка:
w = (k/A)aO2 = k'aO2,
где k' — обобщенная константа скорости химической реакции.
Для упрощения расчетов такую форму уравнения использовать
наиболее удобно. Однако обычно в зоне больших температур часто
кинетическая сторона реакций оказывается ограниченной диффу-
зионными процессами. При этом если диффузия кислорода и про-
дуктов реакции у внешней поверхность твердой частицы но суще-
ству не связана с физико-химическими свойствами топлива и рассчи-
106
тать ее довольно просто, то диффузия внутри пор частицы опреде-
ляется структурой топлива, физико-химическими свойствами кокса
и расчет ее затруднен.
Таким образом, поток кислорода, поступающий к внешней по-
верхности коксовой частицы, частично участвует в реакции с угле-
родом, а частично через поры и .трещины поступает внутрь частицы,
обеспечивая химическую реакцию, протекающую внутри массы
кокса.
Используя данные проведенных исследований и считая возмож-
ным оценивать проницаемость коксовой частицы некоторым эффек-
тивным коэффициентом внутренней диффузии Dif определяемым
видом кокса и структурой его массы, найдем поток кислорода,
необходимого для реакции единицы поверхности частиц,
q = ws + Dt (dat/dn)s,
где = F (a, T) — скорость поверхностной реакции кислорода
с углеродом;	— градиент концентрации кислорода внутри
частицы по нормали п к поверхности частицы S.
Величина ws определяется реакционными свойствами кокса топ-
ливной массы. Значение второго члена уравнения зависит от харак-
теристик процесса диффузии как у внешней поверхности, так и
в массе пористой частицы. Определяющим будет процесс внутренней
диффузии, зависящий от свойств данного топлива, интенсивности
процесса химической реакции внутри пор, площади пористой по-
верхности и др.
Следовательно, в общем случае q будет зависеть от концентрации
кислорода и температуры. Используя величину q, определяющую
количество кислорода, необходимого для реакции с единицей внеш-
ней поверхности углерода, можно подсчитать скорость выгорания
частицы топлива.
Очевидно, что помимо кинетических характеристик и параметров
процесса диффузии q будет зависеть от размера и формы частицы.
Для дальнейшего исследования целесообразно величину q выразить
в виде q tif (а), характерном для описания химических процессов.
Здесь сомножители п и f (а) самостоятельно определяют сумму про-
цессов химических превращений и диффузии как на поверхности,
так и внутри частицы. Таким образом, задача приводится к извест-
ной схеме взаимодействия непроницаемого тела, реагирующего
только на внешней поверхности. Подобную форму можно получать
лишь в некоторых конкретных случаях: химической реакции кисло-
рода с углеродом по механизму первого порядка, полного отсутствия
диффузионного торможения или отсутствия реакции внутри ча-
стицы.
Так, если поверхностная реакция описывается уравнением первого
порядка ws F (Т, а) = kf (а), а площадь внутренней поверхности
реагирования в единице объема равна s;, то при полной проницае-
мости массы кокса для частицы объемом V с внешней поверхностью 3
суммарное потребление кислорода Q = kSf (a) -j- kstVf (а). Приняв
SiV Si, получим удельное количество кислорода q = QJS =
107
= kf (a) + k (Sj/S) f (а) или q — k (1 Sz/S) / (а) = л/ (а). Следо-
вательно, общая зависимость процесса горения от концентрации
кислорода аналогична чисто кинетическому реагированию. Вместо
константы скорости химической реакции k в данном случае вводится
величина п k (1 + S^S) = &S2/S. Множитель S2<S учитывает
отличие суммарной площади поверхности реагирования от внешней
площади поверхности частицы твердого топлива.
В частном случае реагирования непроницаемого тела или дру-
гих условий, когда член (dajd^s очень мал и им можно прене-
бречь, Sv = S и п = k, т. е. q = kf (а).
Следовательно, во всех рассмотренных случаях действительные
закономерности расходования кислорода соответствуют характеру
химической реакции. Константа скорости химической реакции будет
различной. Она возрастет с увеличением внутренней площади по-
верхности реагирования пористой частицы топлива.
Согласно результатам анализа во всех случаях, когда суще-
ствует ощутимое диффузионное торможение процесса и концентра-
ция кислорода в зоне реагирующей поверхности понижается, законо-
мерности течения общего процесса, определяемого кинетическим урав-
нением w — ka'(A + а), достаточно близки к закону реакции пер-
вого порядка. Это обстоятельство в известной степени определяет
правомерность использования полученной выше простой зависи-
мости для определения q при проведении расчетов скорости горения
углерода (каменного угля).
В этом случае при определении процесса горения пористой ча-
стицы вместо исходных уравнений, взятых для получения выраже-
ния (41), следует взять дд = naF и = ад (ао2 — aF). Отсюда
аналогично уравнению (42) получим	~ aoj(a~v -р- ад1). Вели-
чина <7Д определяет скорость расходования кислорода при гетеро-
генной реакции на единице поверхности угольной частицы. В соот-
ветствии с этой величиной сгорает определенное количество угле-
рода. Если через ф обозначить отношение массы прореагировавшего
(газифицировавшегося) углерода к массе израсходованного кисло-
рода (коэффициент стехиометрической пропорциональности), то
скорость горения углерода (угля) Kcs =	+ a^1). Если по
аналогии с уже использовавшейся записью величину ад определять
с помощью диффузионного критерия Нуссельта (для кислорода)
ад =- (Did) Nu0, то Kcs = фао2 [(я-1 + d)/(D Nu0)J.
Здесь уместно заметить, что представление о кинетической обла-
сти процесса (см. рис. 44) в достаточной мере условно. Так же условно
к представление о полном отсутствии зависимости диффузионного
потока от температуры. В действительности при повышении темпе-
ратуры он также несколько возрастает (кривые 5). Область II, как
правило, занимает определяющее положение, так как правая гра-
ница области I обычно не достигается при достаточно высоких тем-
пературах в зоне горения камер сгорания.
При сжигании мелкораздробленного твердого топлива в потоке
воздуха обычно необходимо определить время сгорания данной
108
частицы топлива (углерода). Связь времени выгорания частицы
топлива с удельной скоростью ее горения найти нетрудно. Так, если
за время с/т радиус пылинки угля в процессе ее выгорания умень-
шается на величину dr, то масса прореагировавшего углерода dG =
= —4лг“р dr. Величина определяет массу сгоревшего углерода
на единице поверхности угольной пылинки за единицу времени:
„с 4лг2р dr	dr
Ks =------л-ГД— = — Р -7- •
4nr2dx ‘ dx
Время, за которое радиус частицы уменьшится от начального г0
f	С»
до текущего значения г, т = —р j dr/Kcs = р | dr/I^cs, а полное
Го	г
Го
время сгорания частицы т0=р] dr/Kcs.
о
В топливосжигающих устройствах процесс горения протекает
в ограниченном пространстве и концентрация кислорода опреде-
ляется коэффициентом а избытка воздуха, причем по мере выгора-
ния топлива концентрация кислорода уменьшается. Связь между
концентрацией кислорода а и коэффициентом избытка воздуха а
может быть выражена следующим образом:
а = (г'о (а — 1) ф г3) аОг/(аг5),
где яо2 — массовая доля кислорода в исходном окислителе (воздухе).
С учетом всего изложенного полное время горения частицы топ-
лива с начальным радиусом г0
/ /,ч ? I" ’	2r/(D Nuo)W
= (р/ф) -------ГД---1Д
0J йо2 [ro(a~ в !-г 1
или
Го
— Р f aro (Dn + 2r/Nu0) ,
° ^DaQa J гЗ(а_1) + гз
- о
Для частиц небольшого размера, имеющих малую относительную
скорость перемещения в потоке (Re <ф 100) удобно принимать ве-
личину Nu0 2. В этом случае, близком к горению пылеугольного
топлива в камерах сгорания ГТД, получим
// , гл \ Г ct/'R (Din 4- г) ,
О.,. Ц| -;3(a,IH.r3 dr.
о
После интегрирования и некоторых преобразований
Ти = | У Го р, (2фРйо2) | Д Г 2Д [аг0Ф} (а)/Ф2 («)]} Ф> (а),
109
где Фг и Ф2 — функции только коэффициента избытка воздуха а.
При этом, когда а оо, ф1->ф2->1,
(To)min = 2^Ьао° { 1 ~агГ) '
Для каменных углей, содержащих в своей рабочей массе Лр золы,
|QQ ________________________ ДР
время горения (To)min =--------(т0)тт- С учетом характера изме-
нения Фг и Ф2 приближенно можно полагать Фг = Ф2, тогда т0 =
= Ф1 (т0),111П.
Результаты расчета (т0)т1!1 для ряда углей вполне удовлетво-
рительно согласуются с результатами, полученными в целом ряде
опытов.
Решать практические задачи, связанные с расчетом горения
твердого топлива, в настоящее время удается только приближенно,
но обязательно с использованием экспериментальных данных. При
проектировании любой камеры сгорания важнейшей задачей яв-
ляется определение размеров ее рабочего объема. Для этого необ-
ходимо найти размеры факела, т. е. зоны горения. Излишняя длина
жаровой трубы обусловливает увеличение размеров и массы камеры,
потерь давления в ней; малая длина зоны горения — переохлажде-
ние хвостовой части факела, ухудшение условий догорания и недо-
жог топлива.
Чтобы рассчитать границы зоны горения, ее длину (длину жаро-
вой трубы) требуется решить следующие задачи:
1)	рассчитать движение рабочего тела в зоне горения;
2)	определить скорость (время) горения частиц топлива в потоке;
3)	выявить связи движения потока рабочего тела и частиц топ-
лива.
После этого можно найти границу (длину) зоны горения.
§ 9. РАБОЧИЙ ПРОЦЕСС КАМЕР СГОРАНИЯ
Схема процесса. Рабочий процесс камер сгорания ГТД очень
сложен. Представление о нем проще всего получить, рассматривая
отдельно его элементы и влияние на них различных факторов.
Аэродинамика потоков воздуха и газа, характер подачи топлива
и его смешения с воздухом, воспламенение и горение смеси, стабили-
зация пламени, условия тепло- и массообмена, закономерности выде-
ления теплоты по длине камеры при горении топлива — это основ-
ные элементы рабочего процесса.
Воздух, поступающий к камере сгорания 9, как правило, имеет
значительные скорости	(150—200 м/с и более), особенно при
прямоточной схеме ГТД и поступлении воздуха непосредственно от
компрессора. Поэтому перед фронтовым устройством жаровой трубы
6 располагается диффузор 1 (рис. 45), в котором скорость потока
снижается в стационарных ГТУ до 45—60 м/с, в авиационных ГТД
до 65—90 м/с. Затем через фронтовое устройство и ряды боковых
отверстий в жаровой трубе подводится в зону горения первичный
110
Рис. 45. Схема организации рабочего процесса в зо-
не горения
воздух Gi, составляющий часть общего расхода воздуха GBz. Этим
обеспечиваются в зоне горения наивыгоднейшие концентрации смеси
при коэффициенте избытка первичного воздуха --= аг — Gi/(GTL())• =
= 1,2-?-1,5. Часть первичного воздуха в количестве Сфр поступает
внутрь жаровой трубы через фронтовое устройство непосредственно
в начале зоны горения. Обычно величина афр = G$P/(GTLO) --
= 0,2—=- 0,5 (см. рис. 28).
При использовании лопаточных завихрителей радиальные и
тангенциальные составляющие скорости потока значительные. Осе-
вые скорости wa в зоне горения (средние по расходу) обычно не пре-
восходят 12—17 м/с, за исключением камер сгорания авиационных
ГТД, здесь wa может достигать 25—30 м/с.
Воздух движется по спирали между зоной обратных токов /С
и внутренней поверхностью стенки жаровой трубы 8. Во избежание
отрыва потока воздуха, вышедшего из регистра от стенок фронто-
вого устройства, угол раскрытия его конической обечайки 0 и угол
закручивания потока лопатками завихрителя <р должны быть со-
гласованы между собой. Хорошее обтекание диффузорной обечайки
фронтового устройства получается при угле установки лопаток
<р 0,50.
Температура газа по сечению зоны горения возрастает от темпе-
ратуры Тв входящего воздуха у стенок жаровой трубы в слое, утон-
чающемся по длине зоны, до температуры Тг (процесса горения)
во фронте пламени у внешней границы ЗОТ. Внутри ЗОТ, заполненой
в основном продуктами сгорания, температура почти не меняется
и имеет большое значение.
111
Структура течения, положение фронта пламени с точкой стаби-
лизации А и всего факела 5 в зоне горения схематически показаны
на рис. 45. На выходе из лопаточного завихрителя 3, кольцевая
закрученная струя воздуха вследствие турбулентного обмена увле-
кает к внутренней поверхности часть горячих газов из ЗОТ, и,
перемешиваясь с ними, подогревается. В эти же слои течения полым
коническим потоком с углом 0Т из форсунки 2 подается масса распы-
ленного топлива (Зт, обеспечивая здесь его максимальную концен-
трацию «т, отмеченную на рисунке линией М. После частичного
испарения топлива, сначала его мельчайших капель в начале зоны
горения, во внутренней части кольцевого потока, обтекающего
ЗОТ, образуется подогретая паровоздушная горючая смесь. Воспла-
меняясь под воздействием раскаленных газов ЗОТ, первые объемы
горючей смеси обеспечивают подготовку к горению и воспламенение
последующих порций смеси, образуя поверхность фронта пламени
и факел 5. Фронт пламени начинается в точках стабилизации А,
образующих в пространстве кольцо, т. е. в том ближайшем к фрон-
товому устройству сечении зоны горения, где скорость движения
смеси будет равна скорости распространения пламени.
От точек А, расположенных в пограничном слое кольцевой закру-
ченной струи, поверхность фронта пламени будет формироваться
в соответствии с характером эпюры скорости в основном осевой,
образуя косой фронт пламени, описываемый законом Михельсона.
Как видно, основная масса топлива и воздуха (кольцевой закручен-
ной струи) охватывает поверхность фронта пламени снаружи. Обра-
зующаяся здесь горючая смесь выгорает с внутренней стороны этой
кольцевой струи. В нижней половине рис. 45 для сечений I—I -т-
+-111—III показаны типичные эпюры осевых скоростей по длине
зоны горения.
На границе ЗОТ осевая скорость wa = 0 (поверхность К), в слоях
воздушного течения, близко примыкающих к границе ЗОТ, градиент
осевых скоростей, при котором обеспечивается интенсивное турбу-
лентное перемешивание, очень большой. В ядре кольцевого потока
осевые скорости значительны, что определяет увеличение толщины
зоны выгорания (пламени) по длине. На характер и положение по-
верхности фронта пламени обычно интенсифицирующее влияние ока-
зывают боковые струи первичного воздуха. При увеличении глубины
проникновения струи факел пламени может сильно деформироваться
и даже разрываться. За струей могут образоваться отдельные зоны
горения, увеличивающие общую поверхность факела и интенсифи-
цирующие процесс дополнительной турбулизацией потока. Известно,
что в зоне горения камер турбулентность значительно больше, чем
в шероховатых трубах: интенсивность турбулентности £ за боковыми
струями достигает 30 % и более.
Изменения процессов тепло- и массообмена на различных режи-
мах работы могут сказываться и на положении фронта пламени.
В отработанных конструкциях это не приводит к резкому снижению
качества процесса, а тем более к срыву горения. Условия стабили-
зации пламени на начальном участке жаровой трубы определяются
112
фронтовыми устройствами. Количество теплоты, выделившейся по.
длине зоны горения, определяется изменением коэффициента пол-
ноты сгорания топлива цг. Характер кривой тепловыделения за-
висит от многих факторов и особенно от распределения и способов
иодачи воздуха по длине зоны горения (относительный шаг, диа-
метры отверстий, глубина проникновения боковых струй воздуха
в поток газов и т. д.).
Заметное тепловыделение начинается лишь на некотором расстоя-
нии от форсунки, где образовалось значительное количество паров
топлива и горючей смеси. Хотя боковые струи турбулизируют
смесь, развивают поверхность пламени, при неправильном разме-
щении и чрезмерной интенсивности струи они способны разрушить
зону обратных токов и дезорганизовать рабочий процесс. Особенно
резко ухудшается процесс горения при бедных смесях, может даже
наступить срыв пламени. Выбор наилучшего профиля каналов, а сле-
довательно, оптимального распределения подвода первичного воз-
духа по длине зоны горения — важнейшая задача проектирования
и доводки камеры сгорания. От успешного ее решения зависят основ-
ные характеристики работы камеры: полнота сгорания топлива и ее
изменение при различных нагрузках, пусковые и срывные показатели,
теплонапряженность и долговечность конструкции, поля темпера-
туры и токсичность газов, потери давления.
УвеличениехМ глубины проникновения боковых струй воздуха
можно увеличить коэффициент полноты сгорания топлива, особенно
при малых аг, но одновременно ухудшить характеристики срыва,
сужая диапазон устойчивой работы камеры.
Значительные тепловые нагрузки объема камеры сгорания до-
пустимы только при обеспечении надежной защиты стенок жаровой
трубы и других деталей от перегрева. Стенки жаровой трубы изоли-
руются от пламени потоком холодного воздуха, при этом необхо-
димо обеспечить отсутствие около них застойных зон и местных
рециркуляционных токов, уменьшающих полезно используемую часть
рабочего объема, обусловливающих местное нагарообразование,
перегрев, коробление и прогар стенок. Наиболее часто нежела-
тельные обратные токи 4 (см. рис. 45) возникают или непосредственно
на выходе из лопаточного завихрителя, или в зоне стыка диффузора
фронтового устройства и первой обечайки жаровой трубы в резуль-
тате несоответствия угла раскрытия конуса и потока воздуха. Их
можно устранить, увеличив угол установки лопаток регистра,
а следовательно, объем ЗОТ. Следует отметить, что потери давления
при этом возрастают, а в отдельных случаях может ухудшиться и
течение на выходе из камеры, где сохранятся закрученный поток
и даже обратное течение. Такие зоны целесообразно устранять
изменением профиля стенок фронтового устройства или подачей
воздуха через дополнительные отверстия 7.
Fla размеры ЗОТ помимо закручивания потока влияют другие
факторы. Так, например, при течении воздуха в камере без подачи
топлива при отсутствии горения ЗОТ имеет больший объем, чем при
горении. Объясняется это тем, что температура газов растет, плот-
113
Рис. 46. Схема влияния конструкции
фронтового устройства на рабочий про-
цесс камеры сгорания:
1 — лопаточный завихритель; 2 и 2' — по-
ложения конической обечайки фронтового
устройства; 3 — жаровая труба
ность уменьшается. Вследствие
расширения основного потока,
движущегося между жаровой
трубой и ЗОТ уменьшается ее
диаметр и даже длина. Как
показывают исследования, структура потока в этих случаях не
изменяется.
Влияние отдельных факторов на рабочий процесс камер сгорания.
Характер протекания и схема организации рабочего процесса ка-
меры сгорания ГТД зависят от многих факторов. Начальные этапы
формирования и развития процесса во многом зависят от конструк-
ции входного диффузора фронтового устройства, конструкции и ха-
рактеристики работы форсунки, а также параметров воздуха Тв,
рв и на входе в камеру сгорания.
При проектировании двигателя, чтобы уменьшить его размеры
и массу, нередко приходится использовать короткие, с большим
эквивалентным углом раскрытия криволинейные и даже не осесим-
метричные диффузоры. В результате возрастают потери давления
в потоке воздуха, повышается неравномерность поля скорости (дав-
ления) в потоке перед фронтовым устройством. Кроме того, наличие
в воздушном тракте диффузора стоек, перемычек, трубопроводов,
топливных коллекторов, деталей форсунок обусловливает значи-
тельную асимметрию структуры течения на входе в зону горения
и даже иногда на выходе из камеры сгорания. При этом увеличи-
вается объем доводочных работ.
Наиболее существенным оказывается влияние конструкции фрон-
тового устройства. Исследованиями установлено, что изменением
угла 0 наклона стенок переходного конуса фронтового устройства
и угла ф установки лопаток регистра (рис. 46) можно влиять на
течение потока газов в зоне горения. Рост этих углов (до’некоторых
предельных значений) приводит к увеличению диаметра зоны обрат-
ных токов. Важно и взаимное согласование этих углов. При чрез-
мерном увеличении угла 0 или уменьшении угла ф может появиться
отрыв потока от стенок переходного конуса, с образованием пери-
ферийной циркуляционной зоны В. При этом условия стабилизации
пламени могут помимо точек А возникнуть в точках А'. Появится
новый, второй фронт пламени Б' одновременно с расчетным Б или
вместо него. К новому фронту Б' горючая смесь поступает не с внеш-
ней, а с внутренней стороны, так как он расположен близко к стен-
кам трубы. При таком его положении температура стенки повышается,
а это связано с нагарообразованием, короблением и прогаром ме-
талла. Поля температуры газов за камерой при этом искажаются.
Положение самого фронта пламени становится менее устойчивым,
114
во-первых, из-за недостаточности периферийной рециркуляционной
зоны и, во-вторых, ввиду того, что течение закрученного воздушного
потока с регулярными отрывами от стенок переходного конуса ведет
к колебаниям состава образующейся горючей смеси и возможности
возникновения пульсирующего горения всего потока топлива. Этот
вид горения недопустим.
Как показали результаты исследования, на рабочий процесс
камеры существенно влияют характеристики работы форсунки, фи-
зико-химические свойства топлива и параметры воздуха на входе.
Например, подавая жидкое топливо форсунками в зону горения,
его стремятся распылить на гамму мельчайших капель размером
50—100 мкм, поскольку*от их размера зависят скорость прогрева и
испарения капель, образование горючей смеси, а следовательно,
качество выгорания топлива. Так, в некоторых опытах с камерами
сгорания авиационных ГТД с увеличением среднего диаметра ка-
пель от 80—100 до 140—150 мкм коэффициент полноты сгорания
топлива рг уменьшался на 20—30 %. Влияние размера частиц осо-
бенно усиливается при увеличении вязкости топлива. Конечно,
в данной конструкции камеры с ее параметрами работы и распреде-
лением воздуха оптимальным для горения сравнительно крупных
капель, просто уменьшение их размеров может скорее всего привести
к менее полному выгоранию топлива, особенно при малых ctz в на-
чале зоны горения. Капли меньшего диаметра быстрее подготов-
ляются к горению, для их горения нужен ранний подвод первичного
воздуха.
Аналогично надо подходить и к влиянию температур воздуха
и топлива. В принципе их возрастание повышает эффективность
процесса. Подогрев топлива особенно нужен при значительной его
вязкости (более 10—15 мм2/с). Он приводит к особенно заметному
повышению г]г при значительных а2, расширяя пределы обеднения
смеси без заметного снижения т]г и увеличивая а011Т, при котором
достигается т]гтах. Чем тяжелее топливо, тем на более высокую
температуру оно подогревается. Однако при перегреве топлива щ
может снизиться из-за переобогащения смеси на начальных участках
зоны горения и ухудшения смесеобразования вследствие изменения
траекторий движения капель нового размера, а также обеднения
смеси в периферийных областях зоны горения.
Зависимость и т]ГП1ах при аопт от температуры топлива Тт
имеет экстремум. Обычно рост i]rinax наблюдается при подогреве
топлива до температуры, близкой к температуре его кипения.
При изменении режима работы ГТД физико-химические свойства
топлива существенно влияют на качество его сгорания. На расчет-
ном режиме можно хорошо организовать выгорание практически лю-
бого топлива. При изменении режима, например, понижением на-
грузки, падение температуры, давления воздуха и расхода топлива
(рост ос2), естественно, отразятся на полноте процесса горения.
Топлива с высоким давлением насыщенного пара и пониженным
содержанием ароматических углеводородов будут выгорать с боль-
шей полнотой. Более тяжелые но фракционному составу топлива
115
с ростом сгорают менее эффективно, чем легкие. Однако если
станет меньше оптимального для легкого топлива, то тогда тяжелое
топливо может выгорать лучше, так как для него шах достигается
обычно на более богатых смесях. Замена, таким образом, тяжелого
топлива легким в некоторой степени аналогична подогреву или
улучшению качества его распыливания.
Отклонение от расчетных форсировок камеры сгорания по ско-
рости воздуха на входе (особенно увеличение) ведет обычно к сни-
жению полноты сгорания топлива в основном из-за уменьшения
времени его пребывания в зоне горения. При чрезмерном уменьше-
нии скорости воздуха процесс чаще всего также ухудшается вслед-
ствие снижения скоростей перемешивания, распространения пла-
мени цт и изменения аэродинамической структуры течения. Отме-
чено, что каждый вид топлива имеет определенный оптимальный
объемный расход воздуха, при котором процесс горения происходит
наиболее качественно. Оптимальный расход уменьшается, например,
при увеличении теплоты испарения. В этом случае, ускоряя испа-
рение топлива (подогревом, улучшением распыливания), можно
ослабить отрицательное влияние форсировки по скорости воздуха.
Время пребывания топлива в зоне горения, которое должно не-
сколько превышать время, необходимое для его горения, зависит
от траектории движения частицы топлива в зоне горения. Изменяя
угол раскрытия топливного факела |3Т на выходе из форсунки,
можно менять место и время пребывания топлива в объеме зоны
горения. Топливо может по-разному насыщать слои потока первич-
ного воздуха, при этом изменяются условия подогрева, испарения,
смешения его с воздухом и горения. Так, например, при малом дав-
лении воздуха и росте уменьшение угла |3Т обычно приводит
к снижению т|г, особенно если уменьшается и активный перепад
давлений А/?т, под которым топливо подается форсункой, что ухуд-
шает качество распыливания. Тогда эффективны подача топлива
через форсунку навстречу потоку воздуха, увеличивающая время
его пребывания в зоне горения, или использование специальных
конструкций форсунок, например, с предварительным воздушным
распыливанием.
Жаровая труба с лопаточным завихрителем в центре фронтового
устройства (см. рис. 45) является типичной и наиболее распростра-
ненной у камер сгорания ГТД любого назначения. На рис. 47 по-
казана схема жаровой трубы 4 с полусферическим фронтовым ус-
тройством 2 жалюзийного типа (терки) и обтекателем 3. Система
прорезей с отгибом краев щелей в виде козырьков создает за собой
течение воздуха (часто закрученного) в виде пелены, стелющейся по
внутренней поверхности полусферы. Так как расход воздуха СфР,
идущего через такое фронтовое устройство, невелик, всего 3—6 % Сф,
толщина потока тоже небольшая и скорость не превышает 10—15 м/с.
Интенсивность турбулентности е здесь очень высока (до 100 %).
Под воздействием пелены воздуха и боковых струй газ внутри
передней части зоны горения приходит в движение с образованием
в центре ЗОТ ограниченной на рисунке штриховой линией Д. По-
116
2 3
I l>
I Б	Wf 5 4 F
Рис. 47. Схема рабочего процесса камеры сгорания без лопаточного завихрителя
скольку толщина воздушного пристенного слоя мала, то диаметр ЗОТ
здесь значительно больше, и зона рециркуляционного течения зани-
мает почти всю площадь поперечного сечения жаровой трубы. Как
показывают результаты исследований, внутри ЗОТ и вне ее до по-
верхности фронта пламени воздуха почти нет, здесь находятся
в основном продукты сгорания вместе с каплями и парами топ-
лива.
Поверхность фронта пламени начинается от точек стабилиза-
ции А, расположенных по кольцу, и находится достаточно близко
к внутренней поверхности жаровой трубы. Между ними проходит
активный поток воздуха. От форсунки 1 поток топлива М с углом
раскрытия |3Г через ЗОТ поступает в зону рециркуляции и затем
к пламени. Температура газа в зоне рециркуляции, как и в ЗОТ,
близка к температуре у поверхности фронта пламени. В этой зоне
велика концентрация топлива ст, которое диффундирует к поверх-
ности пламени (зона выгорания Б) изнутри. Поток диффузии окис-
лителя (О2) подходит к зоне выгорания снаружи от активного по-
тока воздуха. Следовательно, вместо схемы гетерогенного выгорания
с внутренней поверхности кольцевого потока смеси воздуха и ка-
пель (пара) топлива (см. рис 46) имеем схему со встречными потоками
диффузии F топлива и окислителя к зоне выгорания. Встречные
потоки диффузии наблюдаются при горении топлива вокруг боковых
струй воздуха.
Общая эффективность данной схемы организации рабочего про-
цесса близка к схеме с лопаточным завихрителем, но за зоной горения
обычно получаются более равномерные поля осевой скорости и тем-
пературы, которые легче приводить к требуемым полям перед га-
зовой турбиной. Вместе с тем приближение высокотемпературных
объемов к стенкам жаровой трубы снижает ее долговечность, а тех-
нология изготовления такой трубы и возможности ее модернизации
при доводочных работах усложняются. Потери давления при этом
чаще всего возрастают.
117
Рис. 48. Изменение коэффициента т]г по
длине /ж жаровой трубы в зависимости от
расположения отверстий для подачи пер-
вичного воздуха
Особого внимания заслуживает
важнейший фактор интенсифика-
ции рабочего процесса на любых
топливах для различных кон-
структивных схем камер сгора-
ния — характер подвода первич-
ного воздуха по длине зоны
горения. Высокие значения коэф-
фициента полноты сгорания топ-
подготовки горючей смеси на любых
лива при разных условиях
режимах работы камеры данной конструкции и при использовании
различных топлив достигаются соответствующим распределением
воздуха по длине зоны горения и особенно в ее начальной части.
В некоторых камерах сгорания стационарных ГТУ весь первич-
ный воздух подается через фронтовое устройство (лопаточный за-
вихритель), не считая воздуха для охлаждения обечаек жаровой
трубы. Для достижения высокой полноты сгорания топлива при
этом требуется большая длина, а значит, и объем камеры сгорания.
У стационарных ГТУ стремление к форсировке рабочего объема —
достижению высоких тепловых нагрузок — обычно уступает требо-
ваниям большой долговечности, минимальных потерь давления,
использования материалов и топлив невысокой стоимости простых
методов испытания и доводки. Камеры сгорания имеют размеры и
массу значительно большую, чем у транспортных и тем более авиа-
ционных ГТД.
В соответствии с результатами исследований можно утверждать,
что, вводя рассредоточенно по длине зоны горения потоки первич-
ного воздуха, можно существенно повлиять на полноту выгорания
топлива, резко интенсифицируя рабочий процесс камеры сгорания.
На рис. 48 показано изменение коэффициента тр. для керосина по
длине жаровой трубы в зависимости от закономерности подвода
первичного воздуха. Если весь первичный воздух с аг 1,5 про-
ходит через лопаточный завихритель (кривая /), то высокие значе-
ния т)г и т]гаах достигаются на очень большой длине камеры /т)шахг
Процесс резко интенсифицируется, когда через регистр подается
только часть первичного воздуха (афр 0,4). В этом случае началь-
ная часть зоны горения не переохлаждается излишним количеством
воздуха. Большая часть воздуха проходит в отверстия, расположен-
ные на расстоянии / от регистра, здесь уже испарилась и готова
гореть последующая часть топлива. Этим обеспечивается высокий
уровень температур в зоне горения, необходимый для испарения
и химической реакции. Коэффициент тр- ах достигается на значи-
тельно меньшей длине Л]тах,. Подбирая наивыгоднейшее распределе-
ние воздуха по длине камеры, иногда несколькими рядами отверстий
118
в сечениях, отстоящих друг от друга на расстояния /2, .... можно
найти оптимальную зависимость т]г - / (/,) (кривая 3).
Очевидно, при нерациональном выборе закономерности распре-
деления воздуха можно существенно ухудшить качество работы
камеры (кривая 4).
На рис. 49, а показан характер воздействия боковых струй воз-
духа на поток горючей топливовоздушной смеси Г и поверхность
фронта пламени Б. Диаметр отверстий здесь одинаковый, а скорость
воздуха в отверстиях разная (<дн7-г1 > сС'Г1) из-за различия перепадов
статических давлений. Струя со скоростью (ядро 5) проникает
неглубоко и несколько деформирует поверхность фронта пла-
мени Б.
Струя со скоростью te'rJI разрывает эту поверхность. Для рабо-
чего процесса, осуществляемого по схеме (см. рис. 47), когда в ЗОТ
имеется много паров топлива, такой разрыв может быть эффективен,
так как обеспечит выгорание его внутри зоны обратных токов. При
использовании схемы (см. рис. 45), когда струи вводятся в конце
ЗОТ и не разрушают ее, а камера сгорания работает на режимах
с amln, т. е. на богатых смесях, такой разрыв также может быть по-
лезен. При этом пограничный слой струй Д насыщается топливом
вокруг всей струи и смесь успешно выгорает, а выделяющаяся теп-
лота компенсирует охлаждающий эффект струй на ЗОТ. За струями
фронт пламени продолжает свое существование и развитие, когда
Рис. 49. Влияние закономерностей подачи струй первичного воздуха на положение
поверхности фронта пламени:
а — перепад давлений; б -- размер отверстий; в — характер распределения отверстий; г —
глубина проникновения струй воздуха; А — исходные точки стабилизации пламени; Б —
поверхность пламени; М — основная масса топлива; Г — горючая смесь; Д — пограничный
слой струи; II — продукты сгорания
1J 9
эти струи расположены не очень олизко между собой в плоскости
поперечного сечения жаровой трубы.
На рис. 49, б показана струя 5 со скоростью сС'п, эффективное
воздействие которой на процесс выгорания топлива незначительно
вследствие малой глубины проникновения в основной поток зоны
горения. Введение струи 5 со скоростью к’Г1[ в начальной чдсти
зоны горения вообще недопустимо. Чрезмерная глубина проник-
новения и значительное охлаждающее воздействие таких струй,
особенно если они имеют небольшой шаг но длине окружности по-
перечного сечения жаровой трубы, приводят к разрыву общего
фронта пламени и исключают догорание топлива в потоке за сече-
нием, где вводятся такие струи.
Схемы продольных и поперечных сечений жаровой трубы с вво-
дом боковых струй воздуха в зону горения даны в верхней части
рис. 49, г, а без ввода — в нижней. При распределенной подаче
первичного воздуха вследствие сильно развитой поверхности фронта
пламени Б, высокой турбулентности и температуры по всей зоне
горения топливо успевает выгореть до сечения III, где через боль-
шие отверстия смесителя камеры вводятся мощные струи вторич-
ного воздуха для охлаждения продуктов сгорания. При подаче всего
первичного воздуха через регистр фронтового устройства (нижняя
часть рис. 49, г) фронт пламени имеет более гладкую, близкую к ци-
линдрической поверхность, особенно на удалении. Первоначальная
турбулизация потока завихрителем быстро затухает, процессы пере-
мешивания, подогрева и реагирования идут медленнее и той же дли-
ны зоны горения для выгорания потока топлива недостаточно.
Интенсификация общего процесса горения боковыми струями
воздуха особенно эффективна при работе на богатых смесях и может
приводить к неустойчивой работе и более раннему срыву пламени на
бедных смесях особенно тогда, когда зона обратных токов перере-
зается боковыми струями в ее начальной части. При бедных смесях
топливом в достаточной мере насыщаются только передние части
пограничного слоя струй. Вокруг всей струи горения уже не проис-
ходит и глубоко проникающие в ЗОТ струи способны переохладить
ее ядро. Это приводит к снижению поджигающей способности ЗОТ,
уменьшению подогрева поступающих порций топлива и ухудшению
условий стабилизации фронта пламени.
В хорошо отработанных конструкциях камер сгорания транспорт-
ных ГТУ и авиационных ГТД тщательной доводкой исключают ухуд-
шение характеристик срыва на бедных смесях при обеспечении ма-
ксимальной форсировки рабочего процесса боковыми струями. Такие
камеры могут иметь теплонапряженность, примерно равную
4,2 МДж/(м3-ч - Па) и даже более при т]г=0,98н-0,99, (а2)тахдо 200-ь300
при срыве и высокие пусковые качества: быстроту и надежность за-
жигания топлива во время пуска ГТД. Значительная теплонапря-
женность рабочего объема обычно неблагоприятно сказывается на
долговечности конструкции, потере давления, равномерности полей
температуры и скорости газа на выходе из камеры.
120
О СИСТЕМА РАСЧЕТА ОСНОВНЫХ
Глава О ЭЛЕМЕНТОВ РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА,
СХЕМЫ КОНСТРУКЦИЙ
И ХАРАКТЕРИСТИКИ РАБОТЫ
КАМЕР СГОРАНИЯ
§ 10. ПОТЕРЯ ДАВЛЕНИЯ
Потеря давления в камере сгорания приводит к уменьшению
полного давления за ней, которое, так же как и температура, яв-
ляется важнейшим параметром рабочего газа. При холодных про-
дувках цилиндрической камеры, когда температуры и скорости
потока одинаковы на входе и выходе рвых//?вх Рвых/Рвх, потерю
давления можно оценивать как по полным, так и по статическим
давлениям. При горении топлива 7\ых > Лх и р^/р^ > p^lph,
т. е. потери полного давления даже в цилиндрической камере зна-
чительно больше потерь статического давления. Учитывая, что ка-
меры сгорания обычно не цилиндрические и скорость потока по их
трактам изменяется, сопротивление следует считать только по потере
полного давления.
В камерах сгорания газ практически всегда течет в автомодель-
ной области, т. е. при таких больших числах Re, когда характер
движения потока от этого критерия уже не зависит. В этом случае
потеря полного давления в камере пропорциональна квадрату
скорости потока:
Арк = Р* Рг = 0,5ij-rpB^,	(44)
где 4* — безразмерный коэффициент потерь полного давления;
0,5рвйу^ — скоростной напор на входе в камеру сгорания.
При холодных продувках коэффициент потерь полного давления
4* в автомодельной области постоянен для данной камеры. Он
указывает, какая часть динамического напора теряется только за
счет гидравлических потерь. При горении топлива в камере этот
коэффициент ф* меняется в зависимости от режимов работы, возра-
стает по мере уменьшения суммарного коэффициента а2 избытка
воздуха, т. е. роста тепловых потерь. Поэтому сопротивление камер
сгорания можно сравнивать лишь при одинаковых режимах работы,
одинаковых а2.
Исследованиями установлено, что 4*, определенный при горе-
нии с 5 и а2 ж 3 может быть больше ф*, полученного при
холодной ее продувке соответственно на 25—35 и 45—55 %.
121
Поскольку
Ар?ч = Ар;р -- Артхур ~ Ар? = Ар*.„ - Ар?.	(45)
Считая Ар,*. и = Ар*, получим
Арк — Ар*Ар*.	(46)
Уменьшение величины Ар? всегда ограничено. Так, например-,
при холодных продувках, когда Ар* = 0, уменьшение Ар* ограни-
чено необходимыми затратами энергии на движение потока по кана-
лам камеры, потерями при торможении потока в диффузоре, обтека-
нии деталей систем стабилизации, топливоподачи, зажигания и др.
При горении к этим потерям добавляется составляющая Ар?, свя-
занная с расширением газа при подводе к нему теплоты и соответ-
ствующим перераспределением и увеличением скоростей течения.
Соотношение величин ф? и ф* для цилиндрического канала при
равномерных полях температуры и скорости в потоке воздуха на
входе и газа на выходе получим с учетом выражения (44) из
уравнения (46):
фг* = ф*	2 Арт7(рв^2в).	(47)
Составляющая потерь полного давления газа при подогреве
в камере
(Ар;)ц = (рв — рг) 4- 0,5 (рХ — ргш?).
Разность статических давлений, возникающую при подогреве
газа, без учета трения можно приравнять к изменению количества
движения:
(рв - pr) FK = (рХ — рХ) FK,
т. е. рв — рг = 0,5 (рХ — рХ)> Тогда
(Арт*)ц = 0,5 (рХ — ptX) = 0,5рХ [рХ/(рв&'в) — 1].
По уравнению неразрывности рв^Х = prayrFK. Для канала F =
= const, полагая потери давления необолыиими (р const), по-
лучим шг/шв -= рв/рг = 7\/Тв и
(Ар*)ц = 0,5рХ [(Тг/Тв) - 1J.	(48
Для реальных камер сгорания ГТД, обычно не цилиндрической
формы с неравномерными полями 7\ и Wi по сечению, при подсчете
величины Ар? по выражению типа (48) следует вводить эксперимен-
тальный поправочный коэффициент А:
Ф* = ф* + А [(Д/Л) - 11 = ф* + Ф*•	(49)
Величину ф? можно считать тепловым коэффициентом сопротив-
ления камеры. По данным исследований, А = 1,7-=-2,2 и может
быть подсчитано по эмпирической формуле
А = 2,2 (F J F,,.)2,	(50)
где — площадь поперечного сечения воздухоподводящего канала
(каналов) на входе в камеру; F,}; — площадь поперечного сечения
(по миделю) жаровой трубы (труб).
122
При холодных продувках камеры величина ф* отражает чисто
гидравлические потери и может быть связана с рассмотренной ранее
величиной а* = Д/7к/рв. Для нашего случая о* о*. Тогда
Ф* = Pl - /2г*/(0,5Рв^) = О*/Д/(0,5рвйУв),
где р* — давление холодного воздуха на выходе из камеры. Учиты-
вая, что pn — pJ(R7\) и р*в =- рп [1 + 0,5 (k — 1) Мв]/г/(А’-1), получим
2 [1 л- 0,5 (k— ОМ*p'^-D ’
где Мв — число Маха на входе в камеру сгорания.
Значение о* учитывает потери на трение рабочего тела о стенки
каналов, потери, связанные с циркуляционными течениями, суже-
ниями и расширениями потоков, смешением струй, местными сопро-
тивлениями и потерями во входном диффузоре камеры. Потери в диф-
фузоре иногда составляют основную долю суммарных потерь дав-
ления в камере и резко возрастают при увеличении угла раскрытия
канала диффузора. Потери полного давления в диффузоре на удар
Д/Д = 0,5£рвш1х (1 — ^вх/^вых)2,	(51)
где k — коэффициент потерь давления в диффузоре на удар: FBX
и ^вых — площади поперечного сечения канала диффузора соответ-
ственно на входе и выходе.
При больших скоростях воздуха на входе в диффузор (150—
200 м/с) и углах 0 > 15н- 20° Д/7д может составлять основную долю
не только о*, но и о*. Часто задача осложняется еще необходимостью
использования некруглого, несимметричного диффузора, требующего
специальной отработки. Малые возможные значения Д/Д соизме-
римы с потерями давления на трение в диффузоре
(Дрд)тр = 0,5Нтр (//£/э) рвш!х,	(52)
где £тр — коэффициент трения, являющийся функцией Re; при
4-103 </ Re < 100-103 £тр = 0,3168/Re0-25; I — длина диффузора;
dy — эквивалентный диаметр диффузора на входе, для некруглых
каналов d:i = AF/ГГ, F и П — площадь проходного сечения и пери-
метр, омываемый течением. Часто, используя опытные данные, счи-
тают сумму потерь в диффузоре
(Д/?д)х = 0,5фдрв^’вх,	(53)
где ф* — коэффициент гидравлического сопротивления диффузора.
При проектировании ГТД, исходя из условий компоновки узлов и
стремления сократить его размеры (длину), чаще всего выбирают
диффузор сложной формы. При этом профилирование канала проводят
так, чтобы получить изменение площадей поперечного сечения по
его длине, эквивалентное простому круглому диффузору (изогра-
диентное профилирование). В авиационных ГТД используют также
ступенчатые диффузоры или многоканальные с внутренними профи-
лированными разделительными перегородками, уменьшающими углы
раскрытия отдельных каналов общего короткого диффузора.
123
1
Рис. 50. Элементы конструкции жаровой трубы:
а — плоские лопаточные завихрители; б — конический регистр; в — полуконичсский регистр;
гид — щелевые зазоры с течением потока соответственно прямым и обратным
Потери давления на трение о стенки любого канала камеры опре-
деляют так же, как и потери на трение в диффузоре, учитывая про-
филь каналов и режим течения. Чисто гидравлические потери пол-
ного давления в элементах камеры, например фронтовых устрой-
ствах, определяют отдельно:
Аа>Фр == 0>5 ФфрРв^в,	(54)
где ффР — коэффициент гидравлического сопротивления фронто-
вого устройства, определяемый экспериментально.
Скоростной напор подсчитывают по параметрам воздуха на
входе во фронтовое устройство. Основным элементом фронтового
устройства является плохообтекаемое тело, которое чаще всего
выполняют в виде лопаточного завихрителя различных конструкций.
Наиболее часто, особенно в авиационных и транспортных ГТД
используют плоские элементы конструкции (рис. 50, а) с профили-
рованными I или прямыми II лопатками, число которых п = 7-=-12.
К втулке радиуса /д и наружному кольцу радиуса г2 лопатки могут
быть прикреплены, например, сваркой по согнутым пластинчатым
опорам 1.
В стационарных ГТУ иногда используют конические
(рис. 50, б) и полуконические (рис. 50, в) регистры. Общие потери
полного давления в регистре Д/7р складываются из потерь на
124
входе в него и выходе, потерь в межлопаточпых каналах и потерь
на трение:
Д/й* = х; Ар* 0,5^рвсОв,	(55)
где В; — коэффициент полного сопротивления регистра.
Динамический напор можно определять как по скорости wBX
воздуха на входе в регистр, так и по скорости довых на выходе, что
иногда бывает удобнее для последующих расчетов. Два различных
значения £* связаны между собой следующей зависимостью:
^х/Уых = (^вхЖых)2 = (^вых Двх)2.	(56)
Для отдельных гидравлических расчетов нужно знать по-
тери статического давления Арр — 0,5Вр.рвШв. Согласно исследо-
ваниям сопротивления регистра при холодных и горячих испыта-
ниях камеры сгорания практически одинаковые и зависят главным
образом от угла установки лопаток ср втулочного отношения r-Jr2,
типа, числа и формы лопаток. Коэффициенты сопротивления берутся
из опытов или подсчитываются по эмпирическим зависимостям.
На рис. 51 показаны зависимости коэффициентов сопротивления Ввх
И £вых плоского регистра с прямыми лопатками соответственно от
угла ср установки лопаток и втулочного отношения rjr2.
С ростом ср величина Арр всегда возрастает, как и коэффициент £вх
(так как &увх = const), а вот ^ых уменьшается, так как еще больше
чем А/?р увеличивается швых. Уменьшение втулочного отношения
обусловливает увеличение Дрр из-за роста неравномерности поля
скоростей в межлопаточных каналах при некотором уменьшении
средней скорости.
Следует отметить, что при установке профилированных лопаток
коэффициент сопротивления может быть снижен в 1,5—2 раза.
Сокращение числа лопаток эффективно так же, как и уменьшение
толщины их выходных кромок.
Общие потери в щелях для подвода охлаждающего воздуха между
обечайками подсчитывают аналогично:
А/?щ = 0,5фщрщшй1,	(57)
Рис. 51. Зависимости коэффи-
циентов £зх и £*Ь1Х сопротивле-
ния плоских лопаточных завих-
рителей с прямыми лопатками
соответственно от угла <р уста-
новки лопаток и втулочного от-
ношения r-Jr2, определяемые по
перепаду давлений:
а — статического, отнесенного к ди-
намическому напору на входе в ре-
гистр; б - - полного, отнесенного к
динамическому напору на выходе
из регистра
125
Рис. 52. Схема смешения струй воздуха с основным
потоком в жаровой трубе:
1 — корпус; 2 — жаровая труба
где — коэффициент потерь давления
в щели; — скорость воздуха в щеле-
вом канале. Обычно фщ определяют экспе-
риментально. Для течений, организован-
ных по схемам, показанным на рис. 50, г, д,
коэффициент потерь в щели будет соот-
ветственно 0,8 и 1,25.
Потеря давления при смешении струй.
Потери полного давления при смешении
боковых струй воздуха, втекающих в поток
газа внутри жаровой трубы, отдельно от
других потерь можно оценить, рассматри-
вая цилиндрический элемент камеры сго-
рания (рис. 52) с бесконечно тонкой стен-
кой жаровой трубы. Последнее исключает
ее влияние на направление втекающей струи, осевая составляющая
скорости которой равна скорости воздуха в кольцевом зазоре между
жаровой трубой и корпусом камеры, а радиальная — скорости воз-
духа в отверстиях жаровой трубы wr. Радиальная скорость опреде-
ляет расход втекающего воздуха Gr, зависящий в частности от раз-
ности статических давлений Др в кольцевом зазоре и внутри жаро-
вой трубы. Эту разность при организации смешения струй полезно
поддерживать неизменной по длине зазора за счет постоянства
площади его поперечного сечения при уменьшающемся расходе воз-
духа здесь по мере его перетекания внутрь жаровой трубы.
Если в сечении /—/ до поступления боковых струй воздуха
расход газа основного потока в жаровой трубе Ож при скорости дви-
жения и статическом давлении р'ж, то после смешения с боковыми
струями в сечении II—II его расход возрастет до величины Gx,
скорость до w'K и давление до р'ж. Обозначим Gr!G^ = п и =
= т, тогда Ож = G>K (п + 1) и w'K = шж (п 4- 1). Из уравнения
количества движения F (рж — р'ж) = Ожьуж — (G-Kw'x + GrwJ можно
определить потерю статического давления потока в жаровой
трубе после втекания и смешения с ним боковых струй:
Дрс = рж — Рж = о,5р (ПУЖ) [2ц(2 — п — т}\.
Так как
F = Ож^/^ж,
где v — удельный объем газа в жаровой трубе, который можно счи-
тать одинаковым для сечений /—/ и II—II.
Потерю полного давления при смешении струй можно получить из уравнения
Бернулли для струйки тока постоянной массы внутри жаровой трубы между сече-
ниями /—/ и //—//:
р'ж - °>5.° (Ч)2 - Рж е °-5!’ СО2	Ч.
126
После преобразовании получим
.\р*	0,5/) (а"'к)2 (и2 - 2/г — 2шп).
В камерах сгорания величина Др*, как правило, положительная, т. с. давление
уменьшается. Однако полный напор в потоке при втекании в него боковых струй
может и увеличиться от того, чго поток разгоняется этими струями. Это видно из
уравнения для потерь Др’ или пропорциональных им коэффициентов потерь полного
напора при смешении струй ф’ - 2 Др* , [р (соф)2]. Зависимости ф* от п и т показаны
на рис. 52. Коэффициент ф* при некоторых положительных значениях т и малых
числах п может быть отрицательным. С ростом п значениеф* становится положитель-
ным за счет превышения потерь, возникающих при повороте и смешении струй, над
приростом полного напора при разгоне сносящего потока боковыми струями, имею-
щими большую осевую составляющую скорости. Если направления потоков в коль-
цевом зазоре и жаровой трубе противоположные, как в противоточных камерах
сгорания, то потери полного давления при смешении резко возрастают. Условия сме-
шения заметно меняются при изменении соотношения скоростей в зазоре и жаровой
трубе и количества воздуха в струях. Диаметр d0, количество z отверстий и перепад
статических давлений Др почти не оказывают влияния на Др’. если
Gr -- - О,25лф;г,11о \r2 .\р, v — const.
(58)
Величины (Ц, z и Др имеют очень большое значение для протекания рабочего
процесса в камере, так как определяют характер и глубину проникновения h струи
холодного воздуха в поток газа. В зависимости от места и цели ввода струй эта глу-
бина должна быть различной так же, ка# и количество отверстий в данном сечении.
Воздух, охлаждающий стенки жаровой трубы, должен вводиться неглубоко, слегка
наклонно или вдоль стенки по потоку (рис. 53, а), так, чтобы образовался сплошной,
омывающий ее слой. Поперечные струи первичного воздуха (рис. 53, б), вводимые
подлине зоны горения, не должны перерезать зону обратных токов и переохлаждать
ее. Струи воздуха, поступающие в зону смешения, должны быть более мощными, про-
никающими до центра жаровой трубы, чтобы быстро и совершенно выровнять поле
температуры газов.
Глубина проникновения h и форма ht = f (Jt) струи зависят
также от наклона оси отверстия к направлению сносящего потока,
Рис. 53. Схема втекания боковых струй воздуха внутрь жаровой трубы по длине
зоны горения
127
Рис. 54. Зависимости р0 от dH>/d0 при различ-
ных
формы отверстия, толщины стенки 6.к,
шероховатости поверхности, профиля
кромок отверстия и т. д. Определить
максимальную глубину проникнове-
ния струи при вводе ее в жаровую
трубу перпендикулярно через круг-
лые или близкие к ним отверстиям можно, используя эмпири-
ческое выражение
/г = cL, [0,3
|- 0,415 (ce’/ce'JI (Z'^)°’G3,
где I — длина, на которой глубина проникновения струи равна Zi;
d, — эквивалентный диаметр отверстия.
Скорость
wr = ро Г Др.	(60)
Коэффициент расхода
НоЧСШк!	(61)
Зависимости коэффициента ц0 расхода для круглых отверстий с кром-
кой, скругленной по радиусу 0,1—0,2 мм, даны на рис. 54.
При проектировании камеры сгорания очень важно правильно
выбрать условия и закономерности введения струи первичного воз-
духа: диаметр и шаг (число) отверстий в данном сечении, количество
сечений (рядов отверстий) и их взаимное расположение, глубину
ввода струй и т. д. Решение этих вопросов зависит от вида топлива,
форсировки камеры, параметров воздуха и топлива на входе и др.
Однозначно определить все аналитическим путем пока не удается.
Окончательное решение получается после экспериментальных ис-
следований и доводки камеры сгорания в рабочих условиях на
стенде.
Имеющиеся опытные данные позволяют все же сделать некоторые
выводы. Так, например, анализ конструкции камер авиационных ГТД
показал, что число рядов подвода струй первичного воздуха по длине
зоны горения выполняют различным, 1—4. Оптимальные закономер-
ности тепловыделения будут свои для каждого конкретного режима
работы при различных условиях подвода струй воздуха. В реаль-
ных конструкциях Др и d0 неизменны, поэтому характеристики ра-
боты камер будут зависеть от их выбранных значений. При значи-
тельных Др максимальные значения г)г на характеристике т|г —
— f (as) с ростом Др смещаются к (a2)min (для богатых смесей).
Здесь увеличением подачи воздуха через отверстия с ростом Др
смесь обедняется, создавая более благоприятные условия для горе-
ния и догорания богатых смесей. На обедненной смеси увеличение
потоков холодного воздуха может резко ухудшить течение химических
реакций, понизить цг и ускорить наступление срыва пламени при уве-
личении а^.
128
Для уменьшения потерь давления в камере значительную глу-
бину подачи струй воздуха выгоднее получать, увеличивая не Др,
а размеры отверстий. Интенсифицируя процесс горения боковыми
струями воздуха, чтобы не ухудшить срывную характеристику ка-
меры, надо избегать ранней подачи мощных струй в начальной части
ЗОТ. На большом числе ГТД^первый ряд отверстий располагается
на расстоянии /0	(0,34-0,4) от фронтового устройства при диа-
метре жаровой трубы d,i: 2004-300 мм. Расстояние между первым
и вторым рядами отверстий Zt 0,5 d.u.
Результаты исследования некоторых камер показали, что полу-
чить (цДиах на минимальной длине зоны горения можно при выпол-
нении определенных условий. Главным из них для полного выгора-
ния топлива на малой длине является оптимальный относительный
шаг отверстий t =--= tld.^\ при определенной глубине проникновения
струй воздуха в поток газов в жаровой трубе h = h/r^ (0,44-
4-0,8). При однорядном подводе первичного воздуха, когда афр
0,4, а аг 1,5 (топливо — керосин) f0IIT = 1,44-2.
У камер с высокой температурой газов на выходе (больше 1473 К)
суммарный коэффициент избытка воздуха ссх < 2,54-3,5. При аг
1,5 примерно половина общего расхода воздуха должна посту-
пать в зону горения. В этих условиях однорядный ввод воздуха
с f0IiT связан с очень большими скоростями втекания струй воздуха wr
(100—150 м/с и более). В этом случае, чтобы не повышать потери
давления, целесообразно делать несколько рядов отверстий (2—3)
по длине зоны горения. Располагать отверстия в рядах можно по-
следовательно, а лучше в шахматном порядке. Редкое расположение
отверстий больших диаметров часто используют для ввода вторич-
ного воздуха в зоне смешения на глубину h 1.
Скорости воздуха в отверстиях обычно имеют тот же порядок,
что и скорости движения вторичного воздуха в кольцевом зазоре
между жаровой трубой и корпусом камеры /в среднем 45—75 м/с).
Анализ условий работы зоны смешения камер сгорания показал,
что в жаровой трубе качественно можно организовать перемеши-
вание потоков через соответствующий ряд отверстий. Равномер-
ность поля температур газов за камерой также определяется относи-
тельной глубиной Fi ввода струй воздуха и шагом t отверстий. Опти-
мальный шаг
'..-(^-Е'-'-ЭТЗА	(62)
где z — число отверстий диаметром dt).
Для качественного смешения струи воздуха должны проникать
примерно до центра жаровой трубы. В смесителе h = hmdJrn.
0,84-1. Глубина проникновения
^шах == Т ^7z (1 Г ^Qr/Qc)>	(63)
где k — опытный коэффициент, k — 1 при hmiJdA. < 0,5; q —
= рв&гу/(Р(М) — отношение начальных динамических напоров струй
5 Пчелкин IO. М.	129
и сносящего потока; Qr и Qc — объемный расход соответственно
струи и сносящего потока.
Неравномерность температурного поля в сечениях по длине зоны
смешения жаровой трубы можно оценить по эмпирическому соот-
ношению
(Пах - Л-р)/(Л-р ~ Т'в) = 0,1 (X/t/ж)-1^,
где Пах и Тер — максимальная и средняя температуры газов на
расстоянии х от сечения ввода струй; П — температура воздуха.
Формула справедлива для x/diK 0,4. В самом общем случае окон-
чательное представление о качестве смешения так же, как и об эф-
фективности распределения воздуха по длине горения, можно по-
лучить только после соответствующего экспериментального иссле-
дования образца на стенде. При этом нередко в процессе доводочных
работ приходится корректировать результаты исходных расчетов.
Суммы чисто гидравлических потерь при холодных продувках
и при горении существенно не отличаются, а некоторое наблюдае-
мое различие значений связано с изменением характера течения,
его параметров и их распределения по сечениям. Наибольшее отли-
чие значений потерь давления связано с подводом теплоты к рабо-
чему телу в процессе горения.
Потеря давления в потоке газов при подводе теплоты. Известно,
что при подводе теплоты к потоку газа его полное давление сни-
жается, но по-разному в зависимости, например, от формы канала.
В расширяющемся канале потери будут меньше, чем в сужающемся.
Определим при одномерной схеме течения потери полного напора в потоке, воз-
никающие вследствие подвода теплоты Q. Из уравнения состояния pv — RT после
дифференцирования получим dT ~ (р dv + v dp)/R. Уравнение первого закона тер-
модинамики dQ ~= Ср dT — v dp после подстановки dT примет вид
dQ - R'1 (срр dv -п cvv dp\
Из уравнения неразрывности для F = const в форме wlv — GIF = Gp = const вы-
разим w — vGf. Подставим w в уравнение количества движения — v dp = 0,5(to2.
Тогда удельный объем (для сечения //—// w2)y==(Pi — P^G'f -р v±. Следовательно,
dQ vt )dp - dp- <64>
Используя выражение для числа М = К w2/(kRT), уравнения расхода и состояния,
преобразуем правую часть уравнения (G4) к виду
dQ
(1 + krf)
Pikkl't	Р
cvi\(k -у 1)
Pdp.
Для упрощения примем теплоемкости ср и су постоянными, обозначим множи-
тели при dp и р dp в правой части соответственно Сх и С2. Интегрируя полученное
выражение в пределах от 0 до Q и от рг до р или р2, получим Q = Сх (р — pQ —
— 0,5С2 (р2 — р\). Обозначим (рх — р) через Ар, тогда 0,5С2 Ар2 — (С2рх — Сх) Ар -р
~г Q ~ 0. Решением квадратного уравнения будет
Ар = (рг - Сь/С2) -V(Pi~ С1,'С2)2 - 2Q/C2 •
130
Подставив значения Cj и С2. окончательно получим
 1
Относи голыше снижение статическою давления
Значение Ту определяется по температуре торможения: Ту — Т*/[1 + 0,5 (/? —
— 1) Mj’]. Величина ат = 0 при Q = 0 или при скорости на входе = 0, т. е.
Мх-= 0. Тогда статические давления до подогрева и после пего равны: ру -- р2.
Кроме того, из уравнения (65) следует, что при данных М] и Т* к единице массы воз-
духа можно подвести вполне определенное максимальное количество теплоты Qmax,
что соответствует условию равенства нулю подкоренного выражения (65) при до-
стижении потоком в канале скорости звука (М2 = 1). При этом (Or)max —	(1 —
— МО, а максимальный относительный подогрев смеси
/ Q \	_________(1-Мт)2_________
\ +7'1 Дых	2(/юМ)МН1|-0,5(£--1)М(] •
(66)
При Mi — 1 Q = 0 и <jj = 0, следовательно, в цилиндрической трубе газ может
двигаться со скоростью звука только при отсутствии подогрева.
При постоянном массовом расходе газа и заданных Mj и Т* с увеличением коли-
чества подведенной теплоты возрастает температура газа и соответственно умень-
шается его плотность. Скорость потока растет, но, в свою очередь, падает статическое
давление по длине канала. Очевидно, что при данном ру в случае непрерывного подо-
грева может наступить момент, когда скорость газа в канале достигнет скорости зву-
ка, и канал не сможет пропустить заданный расход. Рассматривая канал от сечения
/—/ до сечепия II—II при Q Qmax, можно найти Др = рх — р2, а затем р2.
Из выражения
р* - р[1 -L 0,5 (/? - 1) М2]'г (* -’>
определим р.? по известному числу М. Если параметры потока после подогрева из-
вестны и газовая постоянная R — const, то Мт --- wIt(kRT2) ------ \w\l(kRTy)]	X
X (7\/74). При Ry — R2 из уравнения расхода рш const имеем 1\1Т2 = (ру/р2) X
X (Wylw2) — (i£)1/a'2)/(l — (Ji).
гл	/	\ -г	х’2	I
Из уравнения количества движения ру — р2 — pjte-’i (w2 -Wy). Тогда	-f-
, 1 ^PPi , , ЛТ । 1 г	м >	-г’	[ат/(^П)]	1
+ 1 ------- --о- -г 1 - -тт.— -L 1- Следовательно, М-> - М-,-------;-------------=
p\pywl	-	1	1 —(УТ
от +
— тт,-----г-. Таким образом,
k(l— От)
	р*	р2(1 4-0,5 (/?-- 1) M:t)/?/(A'		
	р*	Pi (1 + 0,5 (k - 1) M2)/e'(ft_1)		
	- (1 - 05)	Г	о  ь L1		(67)
		(1 + 0,5(/е — 1)М1)кЛк-	-1)	
5*				131
Относительные потери полного давления за счет только подогрева газов о* --
(РХ— pjlp’t 1 — Рг'Рг или
1 I- 0,5(6  I)
(1 (-0,5(6- 1) АГ()
(68)
При од =- («Мтах имеем
.	. I - 6Mf С k 1 р (A-D
(ат)т.:х '	/? л- 1	। 2 - AVf (6 - 1)” I
Значение можно получить из равенства Q Мг:	=
где (ср)Ср — среднее значение теплоемкости в интервале температур
довательно, величина о* зависит от числа
- Q;(cpT?Y так как о; -- f (А1±; о,г), а ат
если от = 0, т. е. при отсутствии подогрева
максимальной при тП1ах и определит (о|)гпах.
При повышении Мх до 1 величина (tyj снижается до нуля, так как с ростом АЦ
уменьшается максимально возможный подогрев и Q - 0 при А1_ - I. Наи-
большее значение <т* (несколько превышающее 0,2) достигается при А1х -> 0 и т -> с<.
В расчетах общих потерь давления в камерах сгорания обычно принимают, что они
равны сумме чисто гидравлических потерь при холодных продувках и потерь при
подводе теплоты. Последние нередко рассчитывают по эмпирическим зависимостям
типа (45) — (49).
(69)
> <ЛСЛ,.-
— Т?. Сле-
подогрева т ----
const о* •• 0,
Q (с T’f) -- 0. Величина а* будет
АЦ и относительного
(МГ т). При Mt
I т -
Т}
Составляющие суммарных потерь давления. Характер изменения
полного и статического давлений в каналах но длине камеры сго-
рания различен, например, в кольцевом зазоре и внутри жаровой
трубы. Полное давление рабочего тела уменьшается, но по-разному,
тогда как статическое давление, например, в зазоре между жаровой
трубой и корпусом, поддерживается примерно постоянным или даже
несколько увеличивается. Это объясняется тем, что по длине кольце-
вого канала вследствие постепенного перетекания воздуха внутрь
жаровой трубы его количество уменьшается, а площадь поперечного
сечения канала обычно оставляют постоянной, чтобы увеличить
перепад статических давлений по длине канала, обеспечивая глу-
бокую подачу струй воздуха в зоне смешения. Статическое давле-
ние по длине жаровой трубы, как правило, снижается. Суммарные
потери давления складываются из следующих основных состав-
ляющих потерь полного давления (Дрк)г, (рис. 55): 1) во входном
диффузоре (Дрд)2; 2) во фронтовом устройстве Др,^> и в отверстиях
Рз—р*', 3) внутри жаровой трубы Др1. Последние включают потери
на смешение потоков, на трение и тепловые потери. На различных
режимах абсолютные суммарные потери полного давления в ка-
мере и соотношение отдельных составляющих будут изменяться.
При сгорании топлива в камере, когда G,, ~ const доля Др^ будет
возрастать с уменьшением а2, так как увеличивается подвод теплоты
к потоку. Представление о характере этих изменений дает рис. 55.
Результаты исследований показывают, что при холодных про-
дувках камер Д/7ж 5-ь 12 %, ДрфР ЗО-ь-45 %	и (Дрд)г
35-У-50 % общих потерь. При горении топлива с = З-ь-4 сум-
марные потери полного давления в камере сгорания увеличиваются
132
Рис. 55. Изменение потерь давления в камере сгорания
примерно на 30—50 % по сравнению с потерями давлений при хо-
лодных продувках, и доли отдельных составляющих потерь стано-
вятся соизмеримыми, достигая примерно 25—35 %. Затраты энер-
гии, которые связаны с уменьшением полного напора воздуха
в камере сгорания должны улучшать условия протекания рабо-
чего процесса в результате снижения скорости воздуха, образо-
вания зональной структуры потока за фронтовым устройством, необ-
ходимой для обеспечения смесеобразования и т. д.
Отдельные составляющие потерь полностью устранить невозможно,
но рациональное их снижение без ухудшения рабочих характе-
ристик камеры необходимо. В первую очередь это касается потерь
в диффузоре, так как они составляют существенную долю общих
потерь. При правильном проектировании потери в диффузоре мо-
гут быть снижены без ухудшения рабочего процесса.
Анализ отдельных видов потерь полного давления в камерах
сгорания ГТД дает представление об основных закономерностях
их изменения и влияния на них различных факторов. Однако дей-
ствительный процесс течения газа при подводе теплоты, различных
местных скоростях и температурах, неравномерном тепловыделении
по длине и сечению камеры более сложен.
§ 11. ОСНОВЫ РАСЧЕТА КАМЕР СГОРАНИЯ
Методика гидравлического расчета
Главная задача гидравлического расчета — определение потерь
полного давления и распределения газовоздушных потоков по трак-
там камеры сгорания. В ходе расчета выявляются места и формы
133
наибольших потерь, характер изменения давления в отдельных ка-
налах и камере. При проектировании новой камеры сгорания эта
задача входит в общий ее расчет в отличие от самостоятельного по-
верочного гидравлического расчета уже созданной или спроектиро-
ванной конструкции.
Система гидравлического расчета, использующая метод последо-
вательных приближений, достаточно проста и в настоящее время
вполне определенна. Отдельные элементы расчета применительно
к различным схемам конструкций камер могут выполняться по-
разному. Следует отметить, что способы выполнения отдельных рас-
четов непрерывно совершенствуются по мере накопления знаний и
успешных результатов их анализа.
Рассмотрим принципиальную систему гидравлического расчета
на основе изложенного. Для проведения расчета должно быть за-
дано следующее: температура Тп, давление рп и общий расход воз-
духа 6П на входе в камеру; температура газов на выходе из ка-
меры Тг (вместо которой может быть задан или расход топлива 6Т,
или общий коэффициент избытка воздуха аД; все геометрические раз-
меры камеры сгорания и ее элементов, в том числе расположение, раз-
мер и число отверстий для ввода первичного, охлаждающего и вторич-
ного воздуха. Проходные сечения каналов удобно показывать на схеме
камеры (рис. 55, айв). Расчет проводится в следующем порядке.
1. Определение характерных параметров на входе в камеру:
удельного объема — RTjpr. воздуха в сечении 0—0; площади
проходного сечения для воздуха; скорости wn = G.vnlFo воздуха;
скорости звука ап по температуре Тг; числа’Маха Мп = wjao на входе.
Некоторые параметры газа удобно определять, используя таб-
лицы газодинамических функций.
F2. Расчет площадей F, всех проходных сечений.
3.	Расчет в первом приближении расходов воздуха (газа), про-
ходящего через каждое сечение Fj
Перепады статических давлений и удельные объемы рабочего тела
везде полагаются одинаковыми. Сумма соответствующих расходов
2 G'm = G'n должна быть равна заданному расходу воздуха Gv (6Г).
______________________________________ Q' Fl’"
Относительные расходы по сечениям G'i =	,
2 Fi'M
где и,; — коэффициент расхода в соответствующих сечениях (отвер-
стиях, щелях и др.).
4.	Определение потерь полного давления по тракту вторичного
воздуха, т. е. потерь на трение и удар во входном диффузоре, потерь
в кольцевом зазоре между жаровой трубой и корпусом; длину ка-
нала делят на участки с различными расходами воздуха. Кроме того,
определяют все параметры по тракту (р,, ph Tt, w;) с использова-
нием газодинамических функций.
5.	Расчет всех параметров газа (в частности полного и стати-
ческого давления) по длине жаровой трубы. Перепад давлений на
входе в жаровую трубу
== 0> 5lj вхРв^-’в-
134
где фвх — коэффициент потерь на входе (во фронтовом устройстве),
обычно фвх = 0,84-1; рБ и — плотность и скорость воздуха перед
фронтовым устройством. Затем расчет ведут по участкам внутри
жаровой трубы, разбивая ее длину на отдельные конические и ци-
линдрические элементы. На каждом участке отдельно рассчиты-
ваются потери давления на трение, смешение потоков и потери
при подводе теплоты. Подсчитав общие потери давления в жаровой
трубе Држ, находят для контрольного сечения и в конце жаровой
трубы полное и статическое давления.
На выходе из камеры = р* = р*> — Др~у — Др*{ —
—Дрг*Р — Ару — Дре. В качестве контрольного выбирают сечение,
где весь первичный воздух уже введен внутрь жаровой трубы, лучше
в конце зоны горения.
6.	Расчет перепадов статических давлений (на основе результа-
тов первого приближения) в каждом сечении для каналов, по кото-
рым воздух вводится внутрь жаровой трубы:
^Pi = pi.l -pXi,
где р3. — статическое давление в кольцевом зазоре по тракту вто-
ричного воздуха в данном сечении; рж — статическое давление внутри
жаровой трубы в данном сечении.
7.	Подсчет во втором приближении отдельных расходов воздуха:
= i 2\p;lvi- Суммарный расход соответствующих потоков
У, G'i — G'a должен быть равен расходу воздуха на входе в камеру
сгорания. Часто второе приближение не дает совпадения G3 и за-
данного Gn. При разности G'b и Gr> больше допустимой (2—3 %) расход
находят в третьем приближении: а) определяют относительные рас-
ходы воздуха G'tG"tIG’i, б) подсчитывают расход воздуха в каждом
сечении в долях G3; GJ0 = GiG3. Здесь G, - действительный расход
воздуха.
Затем расчет необходимо повторить, начиная с и. 3.
Определение состава газа на выходе
из камеры сгорания
Выше рассматривался вопрос об определении количества отдель-
ных продуктов реакций окисления горючих элементов топлива
и их суммы после сгорания единицы массы этого топлива в теорети-
чески необходимом (стехиометрическом) количестве воздуха Lo,
когда коэффициент избытка воздуха af = 1. Газы, получающиеся
при этом, называют чистыми продуктами сгорания.
В камерах сгорания ГТД ^4 1, как правило, а2 1. Следо-
вательно, при сгорании каждой единицы топлива в газах кроме
чистых продуктов сгорания будет присутствовать избыточный воз-
дух в количестве (а2 — 1) Lo. Таким образом, определить состав
газов за камерой сгорания можно, зная величину а2. Ее находят
из уравнения теплового баланса камеры сгорания, связывающего
количество теплоты, поступающей в камеру и уходящей из нее.
135
Уравнение теплового баланса камеры сгорания, отнесенное к 1 кг
топлива, .при использовании шкалы Цельсия и температуры в О °C
имеет вид
-J- «sLcJb о Q — (1 Ц- I*
т *
1 г
О
(70)
Первый член левой части уравнения выражает теплосодержание
1 кг топлива при его температуре Т* перед форсункой; второй —
теплосодержание воздуха, приходящегося на 1 кг топлива при его
температуре на входе в камеру Т3\ третьй член — теплоту, выделив-
шуюся при горении 1 кг топлива и действительно затраченную на
нагревание рабочего тела. Правая часть уравнения — это теплосо-
держание газов, выходящих из камеры сгорания с температурой Т*.
т *
В уравнении (70) j* в = срТ£ - сРв0 = срТ*3, где — средняя
массовая теплоемкость воздуха в интервале температур от 0 °C до Т*3.
Величина Q = Q%0 — Qh2o — Q0KP — <2нед,
где Qb0 — высшая теплота сгорания 1 кг топлива на рабочую массу
при 0 СС Qh2o — теплота парообразования; Q0KP — теплота, пере-
даваемая камерой сгорания в окружающую среду; фпед — теплота,
потерянная вследствие механического и химического недожога
топлива, а также диссоциации.
Зная высшую теплоту сгорания топлива Q3T„, определяемую при
стандартной температуре калориметрирования То, используя закон
Гесса, величину Q£o определяют как сумму Q3T* и разности тепло-
содержаний продуктов сгорания и исходной смеси при соответ-
ствующих температурах. Так как Q£7 * =	+ Qn,o> опуская
для упрощения индекс То для Q при стандартной температуре, по-
лучим Qb = Qh + Qh,o- Тогда, считая равными теплоты парообра-
зования при 0 °C и стандартной температуре То, найдем
Qb. = Q! Ч-<2нго-I- [(1 "г cczZ-o) /; |оГ“’ - a2L0/;|or“' - П (71)
Подставляя полученное выражение в уравнение теплового ба-
ланса и обозначая Qh — Q0Kp — Фнед — Лг@и> получим
/; Гт* 4 ое2Л0/; - г 4 (1 4-	/* Г°*  a.Ljlf - /т Г* =
Io	Io	Io	10 1о
= (1-J- <z2l0) Кг.
10
Заметим, что /•? т — П 0 = Z* *, если температура Т? больше
10	10	Но
То — 288 К. Тогда после преобразований уравнение теплового ба-
ланса примет вид
nrQS=(1з- «хт-oi i’ К -	- г, 14	(72)
Цо	Цо Цо
136
* 1 т *
Следовательно	-- /* *
н о
ИЛИ
Яу
чЛ -	- V») " (С»Л’- ""г7'»)
/о[(ч7’;-чго-(чг»-чг;)] '
(73)
Коэффициент полноты сгорания топлива
1Ъ- = 1(1 HasL0)/r* Г;
L	I' о
или в развернутом виде
1]i = [(1 Д-ОСгЛо) (С’р^г ~'~СР1Т^} ~а2^о(^рв^в ~~'срХ°) ~
- (срт;. - cpT*0)]/Q«-
(74)
Полученное выражение для коэффициента полноты сгорания
топлива т]г используется при обработке результатов эксперимен-
тальных исследований и построении характеристик работы камер
сгорания. Для подсчета а2 по уравнению (73) должен быть изве-
стен состав газов, по которому находится его средняя массовая
теплоемкость на выходе из камеры ср . Чтобы определить а2, не
прибегая к методу последовательных приближений, представим про-
дукты сгорания 1 кг топлива при данном а2 в виде суммы чистых
продуктов полного сгорания GtI. п в количестве (1 + Lo) кг на 1 кг
топлива и избыточного воздуха. Количество этого воздуха на 1 кг
сгоревшего топлива составит (1 + a2L0) — (1 + Lo) = (а2 — 1) Lo.
Уравнение (73) примет вид
=(1 -г и < п Г*(«2 -1) 1.x Г: - ^lxb Г? - /: К:
1'0	|'(1	1'0	1'0
ИЛИ
r)rQ„ - (1+Lo) п Г:+lx Г: + д F: = а^х С,
1'0	I'o	1'о	I' в
откуда
VE - (1 + '-о)Т-Г -еРч Т-) +1.0(с„т;-.„/„•) -
а = ,75)
Средняя массовая теплоемкость сРч чистых продуктов сгора-
ния при постоянном давлении определяется по известным составляю-
щим этих продуктов. Средняя молярная теплоемкость чистых про-
дуктов сгорания
(НСр)ч. п = (pcp)ro/ro2 4- (Mcp)n2 rN2 4- (цср)н2о/'н2о,
где rROj — объемная доля в чистых продуктах сгорания СО2 и SO2;
(ц£р)' — молярные теплоемкости соответствующих веществ; гы2
и Гц?о — объемные доли соответственно N2 и Н2О.
137
Молярная масса чистых продуктов сгорания п = uro/ro2 +
+ Hn/n, + ЦНоОЛьо-
Средняя теплоемкость чистых продуктов сгорания ср п =
= (Нср)ч. П/Цч. п- Подсчитав а2, можно определить относительный
расход топлива GT = g-JGB (Gv и 6К — секундные массовые расходы
соответственно топлива и воздуха, поступающие в камеру сгорания).
Так как а2 = GJ^GJ.q), то
g{ =	(76)
Средняя теплоемкость смеси газов на выходе из камеры сгорания
После преобразований
СР =Ср б--,1.4'	).	<78)
'г РВ 1	1 -г- СС^/.О \ 'Ч.и 'В/
Определение температуры стенки жаровой
трубы
Температура стенки жаровой трубы и ее равномерное распре-
деление по сечению связаны с характеристиками процесса горения
и определяют надежность работы камеры сгорания. Для данного
вида топлива и режима работы температурный уровень стенки в каж-
дом сечении по ее длине остается неизменным. Он определяется
тепло- и массообменом в объеме зоны горения при данном законе
выгорания топлива по ее сечению и длине в условиях меняющихся
концентраций смеси, температуры и скорости движения газов.
Неоднородность состава и температуры вызывает тепло- и мас-
сообмен в объеме газового потока зоны горения, который пока не
удается рассчитать. Для определения температурного режима
стенки жаровой трубы, ограничивающей горячий объем зоны горе-
ния, тепло- и массообмен удобно заменить эквивалентным воздей-
ствием факела горящего топлива, имеющего соответствующие («эф-
фективные» значения) температуру, состав газов, их эмиссионные
характеристики, скорость движения, определяющие потоки теплоты
к стенке за счет излучения теплоты л и конвективного тепло-
обмена Qф.i- (рис. 56, а).
Жаровая труба, воспринимая от факела суммарную теплоту Q(,„
передает ее частично корпусу излучением (Q;i.:<;i), а в основном ох-
Рис. 56. Схемы охлаждения жаровой трубы
Qo~O
138
лаждающему воздуху конвекцией (Q;K. к). О г корпуса некоторое ко-
личество теплоты Qo теряется в окружающую среду, а большая
часть QK,K передается конвекцией охлаждающему воздуху, проходя-
щему в зазоре между корпусом и жаровой трубой.
Малая толщина стенки жаровой трубы (до 2—4 мм) при относи-
тельной равномерности ее температуры по длине позволяет, как пра-
вило, не учитывать передачу теплоты теплопроводностью и счи-
тать температуру внутренней и внешней ее поверхности одинаковой
Тж — Т)К1. Таким образом,
<2ф = Фф. л 4' Фф. к — Q,n = Q-,K. л “Г Qh<. к ~ Qb 4" Qo, (79)
где QB — теплота, полученная охлаждающим воздухом, проходя-
щим в зазоре между жаровой трубой и корпусом.
При малых размерах камер и их внешней изоляции потери теплоты
в окружающую среду не превышают долей процента (редко 1—2 %)
общего тепловыделения. Поэтому можно считать Qo 0. Тогда
^ж.л = Qk.k- Следовательно, <2Ф = Qm = QB, а
Qb — Qjk. л 4“ Q)K. К = Qk. К 4-	К-	(80)
Для схемы с наружным конвективным охлаждением сплошной
цилиндрической жаровой трубы уравнение теплового баланса ее эле-
мента, отнесенное к единице поверхности стенки в данном сечении,
7ф. л 4~ 7ф. к = 7ж. л 4- 7ж. к-	(81)
Величина q$,K может быть значительной: до 40 % q$. При огра-
ниченной эффективности чисто внешнего воздушного охлаждения
в камерах сгорания большой теплонапряженности были бы очень
высокие температуры Тж стенки жаровой трубы. Поэтому в совре-
менных конструкциях приходится усложнять систему охлажде-
ния жаровой трубы, используя, например, схему двойного внешнего
и внутреннего конвективного ее охлаждения (рис. 56, б). Жаровая
труба телескопического типа состоит из ряда кольцевых обечаек,
в зазор h между которыми поступает кольцевая пелена воздуха,
защищающая внутреннюю поверхность обечаек от конвективных
потоков теплоты зоны горения. Так как при этом к = 0, на стенку
воздействует только излучаемый поток теплоты фф. л- Кроме того,
стенка дополнительно охлаждается, отдавая теплоту конвекцией Q'X.K
охлаждающей пелене воздуха. Уравнение теплового баланса стенки
в этом случае имеет вид
q<$. л =: q>K. л 4“ 7ж. к 4 к-	(82)
Используя уравнение (81) или (82) и аналогичные им уравнения
для других схем конструкций и охлаждения жаровых труб, можно
определить температуру Т;к для характерного или нескольких за-
данных сечений и тем самым найти общий температурный режим
стенки жаровой трубы. Расчет проводится методом последователь-
ных приближений. Задавшись в соответствии с условиями работы
или из общих представлений о работе камеры сгорания величиной Тт
(обычно 960—ИЗО К) и подсчитав по ней все составляющие урав-
нения теплового баланса, сравнивают правую и левую части этого
139
уравнения. При их равенстве заданная температура является иско-
мой. действительной. В противном случае расчет повторяют для дру-
гой температуры ТЛ{.
Определение составляющих уравнения
теплового баланса стенки жаровой
трубы
Сложность процессов излучения и конвекции в зоне горения ка-
мер увеличивается многообразием условий и параметров их работы,
неравномерностью полей температуры, скорости и состава газов как
по сечению, так и по длине. Применяя общие положения теории,
необходимо обращаться и к экспериментальным исследованиям для
определения характерных особенностей. Ограниченность экспери-
ментальных данных не позволяет пока создать общий надежный ме-
тод расчета теплообмена в камерах сгорания. Благодаря имею-
щимся экспериментальным данным получена конкретная методика
расчета для некоторых частных случаев.
Излучение от факела к стенке. Излучение факела при горении
газообразных и особенно жидких и твердых топлив помимо луче-
испускания трех и более атомных газов включает излучение негазо-
образных частиц, в основном сажи. В отличие от чисто газового та-
кой факел, не будучи серым, имеет практически сплошной спектр.
Поэтому принимается
7ф. Л = ПоЁфБж (Тф. э — 7\4К),	(83)
где сг0 — константа излучения абсолютно черного тела; —'сте-
пень черноты факела; с'.,: = 0,5 (1 + е.к) — эффективная степень
черноты стенки жаровой трубы; е;к — степень черноты ее материала,
для окисленной стали величину еж в зависимости от ТЛ{ можно найти
по рис. 57.
Величина 7ф.—эффективная температура факела (в данном се-
чении), определяющая лучистый тепловой поток, идущий к стенке.
140
В соответствии с законом Бугера средняя степень черноты фа-
кела
еф = 1 - e~ks, .
где k kr '• kr коэффициент ослабления лучей средой в объеме,
представляемый суммой коэффициентов ослабления лучей соответ-
ственно газами и частицами сажи; S = 4УГ/77Г — эффективная тол-
щина излучающего слоя; Уг и Ту, — объем и площадь внешней по-
верхности пространства, занятого факелом (зоны горения). По дан-
ным исследований,
I 0,78 -J- 1,6гн п	\ /	т, \
......Ze ’)<’ «'*)...................
где Гн,о и Tro, — объемные доли соответственно водяного пара и
трехатомных газов (СО2 SO.,); рг — давление в камере сгорания;
(1Л. — диаметр жаровой трубы.
Подсчитав средний коэффициент k.. ослабления лучей газами
по длине Lv зоны горения, найдем его местные значения в любом
сечении
k4 = (0,94 у-0,06/;М,	(85)
где Ц = LJLr — относительная длина участка от форсунки до рас-
четного сечения.
Местные коэффициенты ослабления лучей сажистыми частицами
kc. = -^-(0,1 -J- 1,85>.г) (1,6- 10-3ТфЭ - 0,5) (Ср/Яр)2,	(86)
1	' фэ
где аг — коэффициент избытка воздуха в зоне горения; С$!Н? —
отношение массовых долей углерода и водорода (по рабочей массе)
в топливе. Коэффициенты m и п представлены на рис. 57.
Взаимосвязь степени черноты и температуры факела обусловли-
вает нахождение всех эмиссионных характеристик методом последо-
вательных приближений из предположения, например, что сначала
величина 7ф) неизменна по длине и равна теоретической темпера-
туре 7Т, подсчитанной по коэффициенту избытка воздуха в зоне
горения ссг.
Уточнить среднее значение 7Ф, можно по результатам экспери-
ментальных исследований, представленных на рис. 57 в виде за-
висимости от числа Больцмана
Цгб г 5? L
ТЭр. _ _________I в
I Т
где F.}. — поверхность стенки жаровой трубы; Vcp /—произве-
дение объема и средней в интервале температур воздуха и теорети-
ческой температуры горения теплоемкости газов, рассчитанной
на 1 кг топлива при данном су.
Степень черноты гф = е’^’р5’ при	(&г. 4- /?,-.).
141
Эффективная температура факела в любом сечении по длине
зоны горения
7’ф. =БГФ.»(1
величина
~ ’ (81
7Т1 — теоретическая температура горения при коэффициенте
избытка воздуха ocr = 1.
Излучение от стенки к корпусу. От наружной поверхности жаро-
вой трубы к корпусу (или экрану) поток теплоты излучением
^.л = аОбп(П-П).	(88)
Приведенная степень черноты поверхности еи — 1/&11 — ей1 — 1,
где £к — степень черноты внутренней поверхности корпуса, ек
^0,84-1.
Ориентировочно температура внутренней поверхности корпуса
Тк = Тп 4~ (204-50), ее можно находить и по экспериментальным
данным (рис. 57) в зависимости от температуры воздуха 73 и вели-
чины А = ^к/(Рв^з)- Здесь w3 — скорость воздуха в кольцевом за-
зоре между жаровой трубой и корпусом.
Конвективный тепловой поток от факела к стенке. Цилиндри-
ческая жаровая труба (см. рис. 57) без внутреннего заградитель-
ного охлаждения воздухом воспринимает от факела значительный
конвективный поток теплоты
7ф.к = ссф(Тфб--Тж).	(89)
Поток 7ф>к может составлять 20—40 % л, что существенно увели-
чивает общее тепловое воздействие факела на стенку. Средняя ха-
рактерная температура в данном сечении газового объема бу-
дет больше температуры воздуха 7\, но меньше теоретической тем-
пературы Тт при данном коэффициенте сег избытка воздуха в зоне
горения. Можно считать
Тф& = Та-'гА(Тт--- Тв),
где экспериментальный коэффициент А = 0,54-0,8.
Используя критериальное соотношение Гухмана-Илюхина, най-
дем коэффициент теплоотдачи от факела к внутренней поверхности
жаровой трубы
аф - 311 (сРг),в (ц/18^-	(90)
где (ср )ж и (44).1; -- истинная теплоемкость и коэффициент динами-
ческой вязкости газа при температуре стенки жаровой трубы
Gi — расход первичного воздуха; d,l{ — внутренний диаметр (экви-
валентный) жаровой трубы.
142
Теплоотдача от внешней поверхности стенки. Конвективный
поток теплоты от наружной поверхности жаровой трубы к воздуху’,
проходящему в зазоре между трубой и корпусом,
^к.к = а;к(Т;К1-Тп1).	(91)
Местная температура воздуха в зазоре TV1 = Тв + &ТВ. Обычно
ДТП = 204-60 К. Более строго величину ТВ1 можно найти методом
последовательных приближений, используя равенство
Q* = Q«==G3cPb(Tb, - Тп),	(92)
где фф и QK — теплота соответственно, отданная факелом и получен-
ная воздухом, омывающим снаружи на длине LH поверхность пре-
дыдущей обечайки на предшествующем участке. Упрощенно
Qn = cc'KF„ (7\;1 -- Л),
где а'к = 0,0319 (VF„) (Re')0-8, a Re' = L„wjv.
В большинстве случаев полагают, что Тпа = Т-,,. или
7\к1 = ^к - 7ф6жА,
где 6;к — толщина стенки жаровой трубы; X — коэффициент тепло-
проводности материала стенки.
Коэффициент теплоотдачи а;к от внешней поверхности стенки
к омывающему ее воздуху находят в зависимости от структуры те-
чения воздуха в зазоре и в частности от характера пограничных
слоев (динамических, считая их совпадающими с тепловыми).
В камерах сгорания с телескопическими жаровыми трубами,
длины обечаек и ширина зазора h между ними и корпусом такие, что
пограничные слои, образующиеся на внешней поверхности обечайки
и внутренней поверхности корпуса, сомкнуться не успевают: Л3>
>	4- 62 (рис. 58). Поэтому здесь можно использовать закономер-
ности теплообмена при обтекании плоской пластины турбулентным
потоком:
а?к = 0,0255 (X#) (Re)0’8,	(93)
где Re = xwjv; х — расстояние от начала обечайки до расчетного
сечения; % и v — коэффициент соответственно теплопроводности и
кинематической вязкости воздуха; — скорость воздуха в зазоре.
Теплоотдача от внутренней поверхности стенки. В современ-
ных теплонапряженных камерах сгорания обечайки жаровой трубы
имеют внутреннее заградительное воздушное охлаждение, упрощен-
ная схема которого для обечайки 2 дана на рис. 58. Из кольцевого
зазора’/г3огмежду корпусом 3 и предыдущей обечайкой 1 воздух для
внутреннего охлаждения обечайки 2 поступает через кольцевую
щель высотой hin со скор ость юЪщ = и температурой Тщ. На длине
обечайки в турбулентной полуограниченной струе можно выделить
три характерных участка: 1) начальный, длиной*х,.; 2) переходный,
длиной (хн—хи), где хотя бы на внутренней границе зоны смеше-
ния скорость wm 3) основной (х—хп), где	^щ.
143
Рис. 58. Схема внутреннего охлаждения стенки жаровой трубы .
Основываясь на результатах исследований, можно считать, что
на начальном участке расчет коэффициента а^. „ теплоотдачи допу-
стимо проводить по зависимости (93). Она достаточно справедлива
и для переходного участка при определении а'к. п. Конвективный теп-
ловой поток, полученный струей воздуха от стенки в любом ее се-
чении на длине начального и переходного участков
<?ж. кп == аж. п (Тж	(94)
Температура Тщ находится аналогично Т,л в выражении (92).
Для первой обечайки Т\я = Тк. Длина начального участка упро-
щенно хп = (/1щ + О.бб^)/^! — а.л. Угловой коэффициент
^0,08-4-0,15; расстояние ап = 14(6;к-[- 1) ) rtn\ величина m =
Принимается хи 1,2хц.
На основном участке характерные скорости и температура 7Т
на внутренней границе зоны смешения сильно меняются по ходу по-
тока, что усложняет здесь расчет теплового потока:
7ж. КО = »ж0 (Т .к — Т6),	(95)
где «жо — коэффициент теплоотдачи от стенки к струе на основном
участке.
Используя установленную Рейнольдсом зависимость между теп-
лоотдачей и трением при подобии полей температур и скоростей,
когда Рг = 1, получаем
а'Жо = (Л/х) 0,038 (wmx/v)^\	(96)
где wm = (хн/х)а; а = (0,361 + п)/(0,722 + п) при п — 8/Ь.
Толщина внутреннего пограничного слоя 6 = 0,37х[v/(x^iU)Г-2.
Толщина струйного пограничного слоя
b = С 1(1 — шн)/(1 + /тг„) ] х,
где	-Тел,, исл 0,3.
144
Рассмотрев баланс теплоты элемента объема в пограничном слое
на основном участке струи, достаточно строго можно получить за-
висимость
Т„ = Тг.а + (Т,.{ Т,,„	-ч>х-	*97)
где
Тгк — ?7н Г« /1	\	0 082
Ф —j _	/1__а\ _])1	Р(1 - - й) ---	,
1 00 т{ йк 1,1	0,368-i-0,778 4-
где Tvl. и 7\и — температура соответственно среды на внешней гра-
нице струйного пограничного слоя в конце и начале обечайки, Lo6 —
длина охлаждаемой обечайки; р = 1,054-1,10— константа.
§ 12. КОНСТРУКЦИИ КАМЕР сгорания
Наибольший опыт создания и эксплуатации ГТД накоплен в авиации. На рис. 59
показана камера сгорания авиационного двигателя «Дарт» с центробежным компрес-
сором и секционной камерой сгорания, что в последнее время встречается довольно
редко. Центробежный компрессор обусловил наклонное расположение всех шести
камер этого блока. У этого двигателя лк » 6, температура воздуха перед камерой
540 К, газа за камерой 1200 К. Теплонапряженность рабочего объема 1 МДж/(м3 X
X ч-Па), потери полного давления в камере приблизительно равны 7 %.
Топливо в каждую камеру блока подается центробежной форсункой /, установ-
ленной в центре лопаточного завихрителя 2. В корпусе 4 расположена цилиндриче-
ская жаровая труба 3. Для ее охлаждения используются ряды отверстий 5, пропуска-
ющие струи воздуха на полки воздухонаправляющих колец 6. Отдельные жаровые
трубы соединены патрубками для переброски пламени 8. Газы из цилиндрических
жаровых груб поступают в кольцевой газосборник 7. В настоящее время распро-
странен ГТД с осевым компрессором и трубчато-кольцевой или кольцевой камерой

Рис. 59. Секционная камера сго-
рания авиационного ГТД «Дарт»
с центробежным компрессором
145
Рис. 60. Камера сгорания авиационного ГТД с осевым компрессором
сгорания. Так, например, для двигателя RB-211 степень повышения давления равна
27, температура воздуха на входе в камеру составляет примерно 873 К, температура
газов за камерой приблизительно 1473 К. Наружная коническая обечайка 1 камеры
(рис. 60) и внутренняя 2 образуют диффузор перфорированного фронтового устрой-
ства 3, который очень глубоко входит в общий диффузор камеры 11, почти достигая
лопаток 12 спрямляющего аппарата осевого компрессора.
Смесительные отверстия 6 и 8 соответственно в наружной обечайке 4 и внутрен-
ней 9 телескопической жаровой трубы имеют различные размеры и форму, обеспе-
чивая достаточно равномерное поле температуры газов перед сопловыми лопатками
турбины 7. Центробежные форсунки 10 с воздушным распиливанием установлены
в центре лопаточных завихрителей. Оригинально крепление обечаек жаровой трубы,
обеспечивающее подвод охлаждающего воздуха. На определенном расстоянии до
конца каждой обечайки имеется Г-образный фланец — бурт 5 с небольшими отвер-
стиями, оси которых параллельны направлению движения воздуха. К этому фланцу
приварена последующая обечайка, перекрывающая предыдущую, на которой в зоне
перекрытия выполнены мелкие радиальные отверстия, также пропускающие воздух
для внутреннего заградительного охлаждения. Взаимодействие горизонтальных и
вертикальных струй, втекающих в кольцевой объем, обеспечивает равномерное ра-
стекание воздуха и выход его сплошной кольцевой струей.
Отечественный авиационный двигатель ЛИ-20 (рис. 61) имеет осевой компрессор 1,
кольцевую камеру сгорания 5 и газовую турбину 8. Камера снабжена двумя воспла-
менительными устройствами 4, имеющими пусковую центробежную форсунку и элек-
трическую свечу. Жаровая труба 11 телескопического типа центрируется и фикси-
руется в корпусе с помощью восьми пальцев, входящих во втулки 3, приваренные
к коническим головкам. Внутренняя и наружная стенки кольцевой жаровой трубы
соединены фронтовой обечайкой—обтекателем 12, имеющим десять конических го-
ловок с лопаточными завихрителями — стабилизаторами, в центре которых установ-
лены рабочие двухступенчатые односопловые центробежные форсунки 2.
При тепловом расширении хвостовая часть жаровой трубы скользит по направ-
ляющим кольцам газосборпика турбины. Конец наружной обечайки жаровой трубы 6
выступами скользит по наружному кольцу 7, а внутреннее кольцо газосборпика 9 вхо-
дит в пазы внутренней обечайки жаровой трубы 10. Отдельные обечайки соединены
между собой точечной сваркой, а для компенсации тепловых деформаций имеются
специальные прорези.
Допустимая температура стенки жаровой трубы примерно 1173 К. Теплонапря-
женность рабочего объема'камеры Н = 0,955 МДж/(м3-ч-ПА). Коэффициент пол-
ноты сгорания топлива на расчетном режиме т]г « 974-98 %. Относительные по-
тери полного давления составляют около 5 %. Неравномерность поля температуры
газов за камерой достигает 200 К (рабочая температура газов за камерой приблизи-
146
тельно 1073 К). Перед камерой сгорания воздух имеет давление примерно 1 МПа
и температуру 553 К. Скорость воздуха перед камерой 120 м/с, а его расход 20,5 кг/с.
Отечественный турбореактивный двигатель РД-ЗМ-500 имеет трубчато-кольце-
вую камеру сгорания с четырнадцатью цилиндрическими жаровыми трубами (рис. 62).
Полный расход воздуха у двигателя 164 кг/с, параметры воздуха перед камерой:
« 0,67 МПа, Тv л: 528 К. = 127 м/с. Перед фронтовым устройством скорость
воздуха понижается до 70 м''с, а в зоне горения — до 25 м/с. Температура газов за
камерой примерно 1083 К. Первичный воздух составляет приблизительно 25 %
всего потока, поступающего в камеру, определяя коэффициент избытка воздуха в зоне
горения аг л/ 1,2. Относительные потери полного давления в камере составляют при-
мерно 7%. Теплонапряженпость /7= 1560 кДж/(м3-ч-Па), коэффициент т]г «
ж 0,964-0,98.
На входе в жаровую трубу установлен лопаточный завихритель, через который
проходит до 10 % всего воздуха. В центре завихрителя расположена двухканальная
центробежная форсунка, на входе в которую топливо имеет давление до 7 МПа.
Жаровая труба состоит из двух цилиндрических обечаек, причем передняя ореб-
рена. Высота ребер 3,5 мм при толщине стенки 6 мм. Вся жаровая труба для преду-
преждения перегрева, растрескивания и коррозии покрыта защитной эмалью. Фрон-
товая коническая обечайка жаровой трубы выполнена из стали 12Х20Н80Т, осталь-
ная часть — из жаропрочной стали. Воспламенители стоят в четырех жаровых
трубах из четырнадцати. Втулки воспламенителей и фиксаторов являются неподви-
жной опорой жаровых труб.
Рис. 61. Камера сгорания авиационного ГТД АИ-20
147
Рис. 62. Трубчато-кольцевая камера сгорания турбореактивного газотурбинного
двигателя РД-ЗМ-500:
1 — кольцевой диффузор камеры; 2 — воспламенитель; 3 — корпус воспламенителя; 4 —
втулка; 5 — наружный кольцевой корпус камеры; 6 — опора соплового аппарата турби-
ны; 7 — жаровая труба; 8 — внутренний кольцевой корпус камеры; 9 — лопаточный за-
вихритель; 10 — рабочая форсунка; //, 12 — внутренняя и наружная втулки патрубка для
переброски пламени; 13 — фиксатор; 14 — втулка фиксатора
Выходные части всех труб смыкаясь, переходят в кольцевой газосборник тур-
бины. Каждая жаровад труба соединена с соседней патрубками для переброски пла-
мени. В вершине входных конусов расположены лопаточные завихрители.
Двигатель Олимп 593 имеет основную трубчато-кольцевую камеру сгорания и
форсажную камеру, где сжигается дополнительное количество топлива.У основной
камеры сгорания (рис. 63) между общими наружным 1 и внутренним 8 кольцевыми
корпусами располагаются восемь жаровых труб с лопаточными завихрителями 6,
в центре которых установлены центробежные форсунки 5. Фронтовая часть жаровой
трубы, так же как и у камеры сгорания двигателя RB-211, глубоко вдвинута в диф-
фузор; ее обечайки 2 и 4 (так же как и другие) сварены внахлестку, образуя кольце-
вую щель для прохода охлаждающего воздуха, который поступает туда через ряд
Рис. 63. Трубчато-кольцевая камера сгорания авиационного двигателя Олимп 583
148
Рис. 64. Схема испари1ельной камеры
сгорания вертолетного ГТД
типа. Па рис. 64 показана схема
отверстий 3. Все жаровые трубы сое-
динены между собой патрубками для
переброски пламени 7; выходные части
труб переходят в кольцевой газосбор-
ник. Средняя теплонапряженпость
рабочего объема камеры И ~
«2,1 МДж/(м3-ч-Па), потери полного
давления составляют около 10 % от-
ношение длины к диаметру жаровой
трубы ДСДк 2,4.
В авиационных ГТД так же, как
в стационарных ГТУ и транспортных
ГТД, иногда используются камеры
сгорания, имеющие форсунки испарительного
кольцевой испарительной камеры сгорания вертолетного ГТД. Центральный диф-
фузор — воздухозаборник делит поступающий в камеру воздух на три коль-
цевых потока: наружный — между внешним корпусом 6 и внешними обечайками
5 и 7 жаровой трубы; внутренний—между внутренним корпусом 8 и внутренними
обечайками 9 жаровой трубы и центральный, поступающий к перфорированному
фронтовому устройству 12. По фронту кроме воздушных трубок 10 размещен ряд
испарительных трубок 11, в которые помимо воздуха по трубкам 1 подается топли-
во. Образующаяся паровоздушная смесь имеет обычно коэффициент избытка воз-
духа ас^0,1—0,3, она выходит из трубок 11, растекается по внутренней поверхности
стенки фронтового устройства, разворачивается, встречается со струями воздуха
и выгорает, нагревая испарительные трубки.
Стабилизация фронта пламени обеспечивается перфорированной стенкой 12
и положением самих испарительных трубок, обусловливающих течение смеси встреч-
ными струями. Первоначальное зажигание смеси пусковой форсункой 2 осуществ-
ляется электровоспламенителем 3. Топливная система ГТД с камерой такого типа
может иметь невысокое давление топлива за насосом, так как мелкость распыли-
вания здесь менее важна, чем в обычных камерах. Это упрощает аппаратуру и умень-
шает стоимость ее производства и эксплуатации. На расчетных нагрузках характери-
стики работы таких камер достаточно высокие, однако срывные границы па бедных
смесях у них, как правило, довольно крутые,
На рис. 65 показан узел камеры сгорания первого отечественного газотурбин-
ного локомотива Коломенского тепловозостроительного завода мощностью 2600 кВт.
Секционная камера сгорания цмеет шесть отдельных камер. Расход воздуха у ГТД
равен 23,6 кг/с, степень повышения давления воздуха в компрессоре лк = 6, тем-
пература воздуха перед камерой 508 К, а температура газов перед турбиной 6 Тг =
= 1000 к.
На выходе из компрессора 1 кольцевой поток воздуха делится на шесть частей
и поступает через диффузоры 2 к отдельным камерам сгорания 5. Топливо (основное —
мазут, пусковое — дизельное) подается в зону горения форсункой 3, корпус распы-
лителя которой вставлен внутрь центральной втулки лопаточного завихрителя
фронтового устройства жаровой трубы. Форсунки (шесть, по числу камер) центро-
бежные двухсопловые двухступенчатые — каналы отдельных ступеней соединены
с топливными коллекторами 10 и 9. К коллекторам топливо поступает ио трубопро-
воду 8 от командного агрегата системы регулирования. Первоначальное зажигание
пускового топлива за форсунками 3 осуществляется в трех камерах из шести с по-
мощью электрической свечи 4. Разрезной корпус каждой камеры имеет в средней
части компенсатор 7 для восприятия тепловых расширений.
Внутренние полости жаровых труб всех камер соединены патрубками И для
переброски пламени. Корпуса патрубков также имеют компенсаторы 12 как для
восприятия тепловых расширений патрубков и камер сгорания, так и для компен-
сации погрешностей изготовления и сборки деталей. Основным топливом служит
мазут Ф-12, ФС-5 и дистиллят коксования (топливо для газотурбинных установок,
ГОСТ 10433—75), которое подогревается перед поступлением в форсунку до 393 К
в паровом подогревателе.
149
ч
Рис. 65. Узел камеры сгорания ГТД локомотива Коломенского тепловозостроительного завода
Отдельная камера сгорания показана на рис. 66. Телескопическая жаровая тру-
ба 7 фиксируется в передней части корпуса с помощью пальцев 6, входящих в ста-
каны, приваренные к первой цилиндрической обечайке. Между дном стакана и тор-
цами пальцев 6 имеется радиальный зазор, обеспечивающий соосность жаровой трубы
и корпуса при тепловых расширениях. Кольцевой хвостовик жаровой трубы при
ее продольном расширении свободно скользит по шлицам в кольце 15 корпуса. По
впадинам шлицев часть воздуха (около 2 % 6Г!) проходит в пространство между
экраном и корпусом газосборника 14 турбины, охлаждая его. Передняя цилиндри-
ческая часть корпуса 17 и его задняя коническая часть 16 соединены с помощью ком-
пенсатора 9, выполненного из двухслойной толщиной 0,1 мм листовой стали
12Х18Н9Т в виде гофрированного патрубка. Во впадинах гофр размещены стальные
кольца, воспринимающие усилия, возникающие под действием перепада давлений,
и предохраняющие патрубки от механических повреждений. Входная часть 5 кор-
пуса своим передним фланцем с коническими боковыми поверхностями крепится к
диффузору 1 с помощью разъемного хомутика 4, обе половины которого стягиваются
болтами 20 и 21, уплотняя стык. Аналогично соединение 13 задней части корпуса 16
с газосборником 14. Такое соединение позволяет без разборки других узлов свободно
снять с двигателя любую из шести камер сгорания, так как их корпуса не входят
в силовую схему двигателя.
Экран 8 приварен впереди к фланцу корпуса, а задняя его часть 10 свободно
скользит по кольцевому выступу конической части корпуса. Фронтовое устройство 19
образовано полусферической обечайкой с приваренным в центре фрезерованным ло-
паточным завихрителем 2. Каналы завихрителя образуются двенадцатью пазами,
выполненными под углом 60° к оси жаровой трубы. На конической части завихри-
теля вокруг центральной втулки, в которую входит корпус распылителя форсунки 3,
просверлены тангенциальные отверстия для обдува внутренних поверхностей за-
вихрителя и предохранения их от нагарообразования. Средняя часть жаровой тру-
бы 18 состоит из пяти конусообразных обечаек, соединенных между собой с полу-
сферической частью фронтового устройства 19 и цилиндрической обечайкой смеси-
теля 11, роликовой сваркой.
С помощью перфорированной выштамповки в местах соединений обеспечивается
кольцевой зазор между обечайками 3,5 мм, куда через ряд мелких отверстий посту-
пает воздух. Воздух создает сплошную кольцевую пелену и охлаждает стенку жа-
ровой трубы, защищая ее от теплового воздействия факела горящего топлива. Об-
щее количество этого воздуха составляет примерно 20 % 6Е. В первой и второй обе-
чайках имеется по одному ряду боковых отверстий для подачи струй первичного воз-
духа в зону горения. Смеситель выполнен в виде цилиндрической обечайки И,.в ко-
торой имеется восемь окон, равномерно расположенных по окружности. В окна
смесителя поступает примерно половина всего воздуха. Конфузорная обечайка 12
способствует выравниванию полей температур и скоростей газового потока на вы-
ходе из зоны смешения.
Жаровые трубы всех шести камер соединены между собой патрубками 22 для
переброски пламени с компенсаторами 23. Рабочие форсунки 3 в камере по принципу
действия комбинированные. При пуске, на режимах холостого хода и малых нагруз-
ках топливо подается только через каналы первой ступени, а по каналам вторых
ступеней поступает сжатый воздух давлением рв » 0,6 МПа. Такое давление по-
зволяет получить качественное распыливание топлива и смесеобразования, так как
избыточное давление топлива при пуске ГТД составляет всего 0,2—0,3 МПа. При
нагрузке, превышающей на 25 % расчетную растет давление топлива перед форсункой
и качество распыливания улучшается. Подача воздуха прекращается и топливо на-
чинает проходить и через каналы вторых ступеней. Максимальное давление топлива
перед форсункой 5,6 МПа, расход топлива в каждой из шести камер GT = 205 кг/ч.
Суммарный коэффициент избытка воздуха в камере = 5,05; в зоне горения с уче-
том воздуха для охлаждения обечаек жаровой трубы, идущего через кольцевые щели
аг«2, а без учета охлаждающего воздуха аг х- 1,15. Через фронтовое устройство
(в основном лопаточный завихритель) проходит воздух, определяющий величину
афр ~ 0,26. Первичный воздух, поступающий через боковые отверстия в обечайках
жаровой трубы в зону горения, обеспечивает величину а0-1в « 0,8.
КоэффициентТ]г полноты сгорания топлива в камере на всех режимах изменяется
от 0,90 до 0,98. Теплонапряженность рабочего объема камеры Н = 503 кДж/(м3 -ч X
X Па). Условная скорость течения газов в зоне горения о?г = 10 м/с, скорость вто-
151
87П
Рис. 66. Отдельная камера сгорания газотурбовоза
I
Рис. 67. Распределение коэффициента аг- избытка воздуха по длине камеры
ричного воздуха в зазоре между жаровой трубой и экраном = 50 м/с. Наибольшая
температура стенки жаровой трубы (у первых обечаек) не превышает 1023 К, у по-
следних 773 К-
Неравномерность поля температуры газов на выходе из камеры составляет
± 15%. Потери полного давления камеры вместе с входным диффузором и выход-
ным патрубком равны 3 %. Камера надежно и устойчиво без нагарообразования
работала в диапазоне min = 3,5 — axmax= 20. На рис. 67 показана схема
отдельной камеры ГТД газотурбовоза и дана диаграмма изменения коэффициента
избытка воздуха по длине камеры. На рис. 68 приведены экспериментально получен-
ные зависимости коэффициента Т]г полноты сгорания топлива при сжигании мазу-
тов Ф-12, ФС-5 и тяжелого дистиллятного топлива на различных режимах работы
двигателя по нагрузке (мощности N} и коэффициенту а избытка воздуха.
Модель камеры была получена после длительных доводочных работ, первона-
чально проводимых на дизельном топливе. Для варианта камеры, доведенной при
работе на дизельном топливе, на рис. 69 показана зависимость а, = / (Z;). При пе-
реводе камеры на мазут полнота сгорания топлива снизилась незначительно (рис. 70),
но появилось нагарообразование на внутренних поверхностях жаровой трубы и ко-
робление ее за счет резкого перегрева отдельных обечаек. Число обечаек жаровых
труб пришлось увеличить, уменьшая длину каждой обечайки и несколько перерас-
Рис. 68. Коэффициент г|г полноты сгорания топлива в камере при работе на мазуте:
а — режим холостого хода; б — режим полной нагрузки; в — зависимость от мощности N
153
7г[
/7,35 
0,25N	0,75Н N
6)
Рис. 69. Зависимость / (/j) камеры сгорания для работы на дизельном топливе
На рис. 71 показан локомотивный ГТД (проект) мощностью 4420 кВт в одной
секции, разработанный Коломенским тепловозостроительным заводом. Двигатель
имеет расход воздуха 32 кг/с при пк = 6,7 и рабочей температуре газов Тг = 1050 К-
Отдельные камеры и их узлы, созданные для двигателя первого газотурбовоза,
в проекте нового ГТД используются, но общая схема конструкции изменена. Здесь
камера с обратным поворотом потока смешанного секционно-кольцевого типа с во-
семью отдельными жаровыми трубами. Общая кольцевая часть корпуса 5 переходит
в отдельные части 4 корпуса восьми самостоятельных камер секции.
Из компрессора 1 воздух попадает в кольцевой диффузор камеры, на выход?
из которого в кольцевой части корпуса 5, омывая газосборник 6, воздух поворачи-
вает на 180° и движется к фронтовой части жаровых труб по кольцевым зазорам ме-
жду корпусами 4 и экранами 3 отдельных камер секции. У фронтовых устройств
потоки воздуха еще раз поворачивают на 180°, а затем, как и у варианта прямоточ-
ной камеры, начинается движение в основном направлении потока в ГТД: внутри
жаровых труб и в зазорах между ними и экранами. В такой камере потери давления
возрастут до 4 % в связи с поворотом потока на 360°, однако общая длина ротора тур-
бокомпрессора значительно сокращается, что обеспечивает большую жесткость кон-
струкции.
Наличие удлиненного газосборника 6 будет способствовать обеспечению мень-
шей неравномерности температуры газов перед турбиной, повышая надежность ее
работы.
Оригинальна конструкция кольцевой камеры сгорания судового ГТД мощ-
ностью 200 кВт (рис. 72). Из центробежного компрессора ] воздух давлением 0,37 МПа
поступает в полость 5, ограниченную кольцевым кожухом, и затем через ряды отвер-
стий и щелей внутрь тороидальной внешней обечайки жаровой трубы 3. Часть воз-
духа из полости 5 через полые сопловые лопатки
первой ступени турбины попадает в объем меж-
ду корпусом ротора и внутренней обечайкой
жаровой трубы 4. Затем этот воздух поступает
внутрь жаровой трубы. Температура газов на
выходе из камеры сгорания 1073 К. Для пуска
используется электрическая свеча 2, поджигаю-
щая кольцевой веер топлива 6, подаваемого по
трубе 8 и распиливаемого через отверстия 7 ро-
тора, вращающегося с частотой 35 гыс. об/мин.
Топливо (газойль) подается при небольшом дав-
лении за насосом и дозируется специальным
клапаном. Время пуска ГТД не превышает 20 с.
Рис. 70. Сравнительные характеристики работы
камеры сгорания па дизельном топливе и мазуте:
-------------- дизельное топливо; ----- мазут
ф< -5
154
Рис. 71. Двухвальный ГТД локомотива ГТ-6:
1 — осевой компрессор; 2 — жаровая труба камеры сгорания; 3 — экран; 4 — отдельные
части корпуса камеры сгорания; 5 — общая кольцевая часть корпуса камеры; 6 — газо-
сборник; 7 — патрубки для переброски пламени
На рис. 73 показан ГТД мощностью 365 кВт судового и энергетического назна-
чения с индивидуальной камерой сгорания, корпус 1 которой для уменьшения по-
терь теплоты в окружающую среду имеет тепловую изоляцию 4. Форсунка 2 уста-
новлена в центре лопаточного завихрителя во фронтовом устройстве жаровой тру-
бы <9.
В автомобильном двухвальном ГТД мощностью 220 кВт с индивидуальной ка-
мерой сгорания после центробежного компрессора воздух с давлением 0,38 МПа
направляется во вращающийся теплообменник, из которого по боковым патрубкам
с температурой около 823 К поступает в нижнюю часть камеры между экраном и ци-
линдрической жаровой трубой. Экран имеет тепловую изоляцию внутри прочного
корпуса. Жидкое топливо (дизельное или керосин) распыливается центробежной
форсункой, а первонально воспламеняется электрической свечой. Газы с Тг — 1123 К
поступают сначала к компрессорной турбине, а затем через регулируемый сопловой
аппарат к силовой турбине и через дисковый теплообменник в атмосферу.
На рис. 74 дана схема одного ГТД из серии мощностью 1200—1540 кВт с инди-
видуальной камерой сгорания, имеющей кольцевую форму зоны горения. Жаровая
труба этой камеры (рис. 75) имеет фронтовое устройство с шестью регистрами, в
центре которых размещаются топливные форсунки. Двигатель может работать на
легком жидком и газообразном топливе.
Камера сгорания установки ГТУ-3 выносная с цилиндрической жаровой тру-
бой, имеющей ряд выштамповок по длине. В передней части фронтового устройства
155
расположен конический лопаточный завихритель, в центре которого установлена
двухканальная центробежная форсунка. Угол установки лопаток в коническом ре-
гистре 70°. Камера снабжена запальным устройством. Корпус камеры разделен ком-
пенсатором тепловых расширений на две части. Входной и выходной патрубки пря-
моугольной формы имеют направляющие лопатки. Топливо — мазут, например Ф-12.
Скорость воздуха на входе в камеру до 50 м/с, давление 0,33 МПа, температура воз-
духа 673 К, расход воздуха 5,2 кг, с. Температура газов за камерой 1023 К- Коэф-
фициент полноты сгорания топлива 1]г » 0,99. Потери полного давления 3,5%,
температура стенки жаровой трубы в передней ее части до 1123 К- Тсплонапряжеи-
ность рабочего объема камеры И = 1,3 МДж (м3>ч-Па).
Температура газов на выходе из камеры кон-
тролируется специальным датчиком, ограничи-
вающим подачу топлива при чрезмерном ее уве-
личении.
Конструкция выносной камеры сгорания
стационарной ГТ-700-5 показана на рис. 76.
Она работает на природном газе, используется
в газоперекачивающих газотурбинных агрега-
тах. При необходимости камера легко может
быть переведена на жидкое топливо (дизельное
или легкий мазут). Газовая горелка 1 установле-
на в центр малого, внутреннего лопаточного за-
вихрителя 2. Через него так же, как и через
средний лопаточный завихритель <?, в зону горе-
ния камеры сгорания поступарг первичный воз-
дух, необходимый для горения топлива. Вторич-
ный воздух проходит внутрь жаровой трубы 5
через наружный лопаточный завихритель 4.
Смеситель 7 камеры выполнен в виде лопаст-
ного устройства, изготовленного из листовой
жаростойкой стали. Прочный корпус камеры
сгорания 6'установлен на специальных опорах 8.
Рис. 72. Кольцевая камера сгорания судового ГТД
Рис. 73. Индивидуальная камера сгорания судового ГТД
156
Рис. 74. Схема ГТД с индивидуальной
камерой сгорания
Рис. 75. Жаровая труба
Между корпусом и жаровой трубой расположен экран 9, защищающий наружный
корпус камеры от тепловых потоков зоны горения, поступающих от наружной по-
верхности жаровой трубы.
На рис. 77 показана средняя часть высокого давления с блоком основной ка-
меры сгорания стационарной ГТ-100-750 ПО ЛМЗ. Камера сгорания 4 трубчато-
кольцевая с обратным поворотом потока расположена между компрессором 1 и
турбиной 8 высокого давления. Помимо основной камеры для дополнительного по-
догрева рабочего тела в процессе его расширения установка имеет еще одну камеру
сгорания промежуточного подогрева газов 16. Полный расход воздуха в ГТУ
436 кг/с, его давление перед основной камерой примерно 2,65 МПа, а температура
воздуха 550 К- За камерой сгорания температура рабочих газов 1023 К-
Максимальная рабочая температура металла стенки жаровой трубы камеры сго-
рания примерно равна 1043 К- Общий блок камеры имеет 12 отдельных секционных
жаровых труб 5, в центре фронтовых устройств которых расположены лопаточные
Рис. 76. Выносная камера сгорания установки ГТ-700-5 ПО НЗЛ
157
°)
Рис. 77. Компоновка основной камеры сгорания в средней части установки
ГТ-100-750 ПО ЛМЗ
158
15
б)
159
регистры 10. Каждая жаровая труба в передней части своей конической обечайки
фиксируется шарнирным креплением специальных пластин на стойках 9. К форсу-
ночно-горелочному устройству 2 топливо (жидкое или газ) подводится по соответству-
ющим трубопроводам топливных коллекторов И. Хвостовая часть жаровой трубы
свободно скользит по опорному кольцу патрубка 6 газосборника. Отдельные обечай-
ки 5 жаровых труб соединены между собой точечной сваркой через расположенную
между ними гофрированную стальную ленту. В центре лопаточного завихрителя 10
находится комбинированная горелка 2, один из вариантов которой показан на
рис. 77, а. При работе на жидком топливе вместо нее устанавливается форсунка 1
(рис. 77, б). Смеситель выполнен в виде группы сопл.
Воздух из компрессора высокого давления 1 по диффузору направляется в объем
общего кольцевого корпуса камеры 3 и, сделав поворот на 180°, проходит внутрь
жаровых труб. Рабочие газы по отдельным патрубкам 6 собираются в общий кольце-
вой газосборник турбины 7. Угол установки лопаток в регистре ф = 45°, втулочное
отношение d^ldy = 0,427. В центре регистра размещена форсунка.
В газовой горелке газ в зону горения подается через 33 отверстия диаметром
4 мм, расположенных на конической стенке горелки (грибке) под углом 70° к оси
горелки, и через 30 отверстий диаметром 3 мм на торце грибка под углом 45°. Отно-
шение площади проходного сечения лопаточного завихрителя к общей площади всех
отверстий в жаровой трубе составляет 0,29. Отношения площадей сечений щелей
для охлаждающего воздуха и отверстий смесителя к общей площади каналов в жа-
ровой трубе соответственно равны 0,32 и 0,39. Средняя скорость воздуха в каналах
жаровой трубы 45 м/с, скорость воздуха внутри кольцевого объема корпуса при омы-
вании жаровых труб после выхода из диффузора компрессора не превышает 10 м/с,
тем самым уменьшаются потери давления при повороте потока.
Коэффициент полноты сгорания всех топлив в основной камере достаточно вы-
сокий: т]г = 0,974-0,99. Теплонапряженность рабочего объема камеры Н --
= 240 кДж/(м3-ч-Па). Потери полного давления в камере сгорания вместе с патруб-
ками составляют 2,2 % давления воздуха на входе. Общий коэффициент избытка
воздуха = 5,7. Отношение общей длины жаровой трубы камеры сгорания к ее
диаметру := 3 при = 407 мм. Относительная длина зоны горения l^d^~
= 2,4.
На рис. 78 показана созданная и исследованная в Московском Высшем техни-
ческом училище (МВТУ) им. Н. Э. Баумана камера сгорания с воздушной форсун-
кой-стабилизатором для высокотемпературного экспериментального газотурбинного
двигателя. Секционная жаровая труба 8 на переходной конической обечайке фрон-
тового устройства имеет восемь приваренных к ней встык радиальных пластин 13.
Они зажимаются с небольшим радиальным зазором для тепловых расширений между
фланцами корпуса 6 камеры. Через отверстия 9 поступает первичный воздух в зону
горения, а через окна 10 — вторичный воздух в зону смешения.
Между корпусом 6 и жаровой трубой 8 расположен экран 7, выполненный из
стали 12Х18Н9Т. В воздушную форсунку-стабилизатор топливо подается по за-
глушенной с торца трубке 1 через систему радиальных отверстий диаметром 0,7 мм
в ее Степке, в поток воздуха, закручиваемый первым лопаточным завихрителем 2.
Топливовоздушная смесь, обтекая центральный конус 3 и дополнительно закручи-
Рис. 78. Высокотемпературная прямоточная камера сгорания
160
Рис. 79. Противоточная высокотемпературная камера сгорания
ваясь регистром 4, подводится в зону горения. Для первоначального воспламенения
топлива камера снабжена запальной электрической свечой поверхностного разряда 5.
При тепловых расширениях жаровой трубы ее последняя обечайка скользит по шли-
цам кольца И корпуса.
Для уменьшения прогиба жаровой трубы она опирается на экран через про-
ставочную гофрированную ленту 12. Угол установки лопаток первого регистра 45,
а второго 42°. Через форсунку-стабилизатор проходит часть первичного воздуха.
Топливовоздушная смесь характеризуется коффициентом избытка воздуха <Яф та 0,7.
Расход воздуха в камере может меняться от 2 до 6 кг/с. Температура газа на выходе
из камеры равна 1473 К- Работа на керосине и дизельном топливе дала достаточно
удовлетворительные результаты. Коэффициент полноты сгорания топлива дости-
гал 0,99. Потери полного давления были менее 2,5 %. Температура стенки жаровой
трубы не превышала 1010 К-
На рис. 79 показана противоточная высокотемпературная камера сгорания также
с воздушной форсункой-стабилизатором, созданная для подогрева газов до 1875 К-
Расчетный расход воздуха GB = 1,35 кг/с, давление 0,15 МПа. Температура воздуха
на входе 348—623 К- Камера работала на керосине и дизельном топливе. Воздух,
поступавший по двум патрубкам в конце камеры, обтекая жаровую трубу-экран 5
со скоростью до 120 м/с, приходил к фронтовому устройству. Часть воздуха Оф
после первого лопаточного завихрения воздушной форсунки стабилизатора под-
хватывала радиальные струи топлива А, вытекающие из 12 отверстий диаметром
0,55 мм в топливоподающей трубке /, и после второго регистра закрученный поток
топливовоздушной смеси Б с аф = 0,8 поступал в зону горения.
Остальной воздух подавался в зону горения через кольцевые зазоры между обе-
чайками 3, 4 и 5, одновременно охлаждая их. Общий коэффициент избытка воздуха
на рабочих режимах а2 = 1,3—3. Первоначальное зажигание осуществлялось
электрической свечой 2. Крепление фронтового устройства (обечаек 3 и 4) выполня-
лось с помощью шести пластин 8, зажатых между фланцами корпуса 6, а жаровой
трубы-экрана 5 — с помощью опорного кольца 7. Левый конец экрана 5 свободно
скользил прорезями по пластинам 8. Коэффициент полноты сгорания топлива до-
стигал 0,99 при теплонапряженности рабочего объема 7/^840 кДж/(м8-ч-Па).
Потери полного давления составляли 3 %, температура обечаек жаровой трубы-
экрана была примерно 1025 К-
Экспериментально-промышленные работы по непосредственному использованию
каменных углей в ГТУ дали обнадеживающие результаты. В настоящее время эти
работы имеют актуальное значение.
Экспериментальная пылеугольная камера сгорания, разработанная и исследо-
ванная в МВТУ им. Н. Э. Баумана, показана на рис. 80. В ней сжигалась пыль
подмосковного бурового и донецкого газового каменного угля, дающая на сите
№ 70 остаток R — 20—30 %. Длину жаровой трубы 5 диаметром 232 мм в зависи-
6 Пчелкин Ю. М.	161
где шлак осаждается, а газ по
Рис. 80. Пылеугольная камера сгорания
мости от сорта топлива и условий опыта ме-
няли в пределах 795—1063 мм. Расход топ-
лива составлял 7—50 кг ч, давление воздуха
0,15 МПа.
Угольная пыль с частью первичного воз-
духа в соотношении по массе 1 : 1 подается
по трубопроводу I к форсунке 3. Давление
воздуха на 0,02—0,06 МПа превышает дав-
ление в камере. Топливовоздушная смесь,
обтекая конус, поступает в зону горения,
оставшаяся часть первичного воздуха идет
по трубопроводу // и среднему кольцевому
каналу между обечайками 6 и 7 сначала к
нижней части жаровой трубы 5, а потом, ох-
лаждая ее, поднимается к лопаточному за-
вихрителю 4 фронтового устройства. Вторич-
ный воздух по трубопроводу/// и наружному
кольцевому каналу движется к регулируе-
мому соплу 8 смесителя 9.
Камера работает с сухим шлакоудале-
нием, т. е. температурный режим в зоне го-
рения поддерживается на таком уровне, что
на выходе из нее шлак не плавится. Основ-
ная доля частичек твердого шлака уносится
газовым потоком из камеры в ситему очист-
ки, а некоторая часть оседает в шлакосбор-
нике 10. Пуск камеры осуществляется элек-
рической свечой 1, поджигающей жидкое
топливо пусковых форсунок 2.
Система очистки газа от шлака имеет две
ступени. К ступени грубой очистки относится
инерционное жалюзийное устройство. Улов-
ленный шлак с небольшим количеством газа
направляется в шлакоотделительный циклон,
возвращается к очищенному в этой ступени
потоку. Затем газы поступают в ступень тонкой очистки — турбоциклон, схема кото-
рого показана на рис. 81. Газ с частичками шлака входит в компрессорный лопа-
точный аппарат Г ротора 1, первоначально приводившегося во вращение газовым
потоком, проходящим через турбинную часть лопаток ротора 1". Позднее привод
осуществлялся от электромотора.
Под воздействием центробежных сил твердые частички переносятся к периферии,
попадают вместе с небольшим количеством газа (К) в щель, а затем в кольцевой газо-
сборник 2, откуда газ через дополнительный циклон отсасывается и вводится в очи-
щенный поток. Общий коэффициент очистки газа от шлака в турбоциклоне достигает
85 % при средней окружной скорости
крыльчатки 50 м/с. Причем улавливают-
ся все частицы размером более 20 мкм. Как
показали исследования, частицы менее
20 мкм не вызывают значительного изна-
шивания деталей проточной части газовой
турбины и практически не снижают долго-
вечности, а также надежности работы
газотурбинного двигателя.
Схема пылеугольной камеры сгорания
с воспламенением от электрической свечи 4
Рис. 81. Турбоцикл онный газоочисти-
тель
162
Рис. 82. Схема пылеугольной камеры сгорания и системы шлакоудаления ГТД газе»
турбовоза:
а — общая схема; б — циклонный газоочиститель
и системы сухого шлакоудаления двухступенчатой очистки газа показана на рис. 82.
В корпусе камеры 1 установлена телескопическая жаровая труба 2. Каждая ее коль-
цевая обечайка крепится сваркой на выступах четырех продольных пилообразных
пластин 3. В центре фронтового устройства расположена комбинированная форсун-
ка 5. Центральная трубка 7 закапчивается пусковой форсункой жидкого топлива,
одновременно являющейся и дежурной горелкой, постоянно обеспечивающей на-
дежное поджигание и горение твердого топлива. В кольцевую полость вокруг пуско-
вой форсунки поступает пылевоздушная смесь, закручиваемая перед входом в зону
горения в результате тангенциального подвода потока 6. Первая ступень очистки К
выполнена в виде жалюзийного золоуловителя 8. Масса шлака с небольшим количе-
ством газа по трубке 9 тангенциально поступает в циклон 10. Опускаясь по спирали
в кольцевом зазоре, шлак оседает на дне циклона, а газ по центральной трубке А
возвращается в основной поток. Вторая ступень очистки представляет собой батарею
циклонов 11. Сравнительно большой опыт эксплуатации газотурбовоза на твердом
топливе показал достаточно надежную работу камеры сгорания и системы очистки
газов от шлака.
На рис. 83 показана схема циклонной пылеугольной камеры сгорания с жидким
шлакоудалением. Зона горения камеры футерована хромитовой обмазкой 1, нанесен-
ной на шипы, приваренные к трубам системы водяного охлаждения 2. Слой изоля-
ции 3 скреплен прочным корпусом 4. При пуске электрическая свеча 5 поджигает
жидкое топливо (дизельное) пусковой форсунки 6, при этом воздух подается по спе-
циальному каналу 8. Форсунка эта является и дежурной, факел которой стабили-
зирует горение пылевоздушной смеси 7, поступающей по шести трубопроводам 7'.
Основная часть первичного воздуха для горения угольной пыли подается в камеру
тангенциально по трубопроводу 10 и систему четырех регулируемых клапанов 9.
Высокая температура в зоне горения (малые избытки воздуха аг « 1,05-ь 1,15) оп-
ределяет жидкое состояние образующегося шлака, основная масса которого по стен-
кам камеры стекает через отверстие 18 в шлакоприемник 17. Газы из зоны горения
через горловину 11 поступают в зону смешения 16, куда из кольцевой полости 12
через отверстия 15 вводится вторичный воздух, подводимый к камере по трубопро-
воду 13. Отводятся газы по трубопроводу 14, за камерой газы имеют температуру
973 К. Коэффициент очистки от шлака системой жидкого шлакоудаления камеры
достигает 80 %.
6*	163
Рис. 83. Схема циклонной пыле-
угольной камеры сгорания
§ 13. методика полного
РАСЧЕТА
Изменение основных пара-
метров рабочего тела по длине
камеры сгорания схематически
показано на рис. 84. На длине
зоны горения /г характерно
уменьшение средней скорости
потока &уср. что позволяет уве-
личить время пребывания здесь
горючей смеси.
Величина
^ср =	FСр,
где GB — суммарный массовый
расход воздуха в камере, —
удельный объем воздуха на вхо-
де в камеру сгорания; Fcp —
площадь поперечного сечения
корпуса по внутреннему его
диаметру DI{ без площади сече-
ния стенок жаровой трубы.
Скорость tt>cp представляет
собой условную величину, так
как удельный объем берется по
параметрам воздуха на входе в
камеру, а из площади Гср не вычитается площадь поперечного
сечения зоны обратных токов, где прямое течение потока вдоль оси
отсутствует. Однако это удобная средняя характеристика конструк-
ции камеры сгорания, которая для данного класса ГТД изменяется
в довольно узком диапазоне.
Так же условно удобно подсчитывать среднюю скорость шг по-
тока в зоне горения внутри жаровой трубы. Она определяется по
всей внутренней площади ее поперечного сечения, расходу первич-
ного воздуха Gf и удельному объему воздуха на входе в камеру
wr = GjVjFm. При проектировании новой конструкции камеры
сгорания условные скорости даср и wr принимают в пределах, харак-
терных для камер данного класса ГТД. По ним можно рассчитать
исходный внутренний диаметр жаровой трубы и корпуса.
Конструкцию и условия работы камеры сгорания в целом опре-
деляет ряд важнейших параметров. Кроме скорости воздуха на
входе в камеру, скоростей о>ср и к ним относятся: теплонапря-
женность И рабочего объема; характеристики (закономерность)
распределения воздуха, поступающего по длине жаровой трубы
(афр; аотп; ссОхЛ; аг; aj; скорость вторичного (охлаждающего)
164
Рис. 84. Изменение основных параметров рабочего тела по длине камеры сгорания
воздуха в зазоре между жаровой трубой и корпусом (экраном);
скорость wr воздуха в отверстиях жаровой трубы; характерные от-
ношения длины зоны горения и полной длины жаровой трубы к ее
диаметру (Zr/d?K; СЖк); относительные размеры лопаточного завих-
рения и т. д.
В табл. 4 по данным многих выполненных конструкций камер
сгорания различных классов газотурбинных двигателей приведены
средние значения основных указанных величин.
При создании новой камеры сгорания из общего задания на
проектирование ГТД и расчета его цикла должно быть известно сле-
дующее: класс и назначение двигателя (установки); рабочее топливо
и его характеристики; суммарный расход воздуха в двигателе Gb2;
температура воздуха перед камерой сгорания 7В; давление воздуха
перед камерой рв; температура газа за камерой Тг.
Дополнительно в соответствии с техническим заданием, особыми
требованиями и условиями будущей эксплуатации ГТД следует
принять:
коэффициент т|г полноты сгорания топлива на расчетном режиме;
допустимые потери полного давления в камере;
характеристику бг неравномерности поля температур газа за
камерой;
предельно допустимую температуру Т.к стенки жаровой трубы;
теплонапряженность Н рабочего объема камеры;
компоновочные данные, режимные характеристики, условия
пуска.
В соответствии с заданием для рабочего топлива определяют ве-
личины Q„, Д и Тт. При наличии ГОСТа на заданное топливо им сле-
165
4. Основные параметры камер сгорания ГТД о													
ГТД или ГТУ	Топливо	Сжорость, м/с					афр	аг	аохл	а X	Теплонапря- женность	Н, МДж/(м3> г - Па)	lv'dm	
			wr	wr		wcp							
Авиационные	Для реактив- ных двигате- лей	80—100 (120)	17—30	50—90	60— 100	30—45	0,2—0,5	1,2— 1,7	0,5— 1,1	3—5	1,25— 3,35 (5,05)	1,2— 1,9	1,8— 2,5
Транспортные	Легкое и тя- желое жидкое	50—80	8—18	40—60	45—70	17—35	0,2—0,5	1,3— 1,9	1— 1,6	4—6	0,4—1,05 1,5— 2,1		2—3
‘Стационарные	Тяжелое жид- кое и газ	40—70	5—12	30—50	35—60	12—20	0,4—0,8 (1,3)	1,5— 2,2	1,1— 1,8	4,5— 6,5	0,12— 0,75	1,7— 2,3	—2,2 3,3
Стационарные транспортные с пря- моточными камера- ми сгорания и шла- коудалением:													
сухим	Пыл еу гол ыюе	40—60	4—8	40—50 35—60 10—18			0,5—0,8	1,5— 2,5	1—2	4,5— 7	0,12— 0,65	2—3	3—4
жидким	»	40—60	4—8	Гзо— 50]	30—60 10—16 [0,2— 0,5]			1,1 — 1,4	[0,6- 1]	- 4,5— 6,5	0,15-0,7 2-3		3—4
Примечания. 1. Значения lm/dm для трубчато-кольцевых и кольцевых камер сгорания — это h/d^ ~= Зн-4.
2. Значения в круглых скобках используются сравнительно редко.
3. Значения в квадратных скобках условные, так как принимаются другие значения (или эти параметры вообще отсутствуют
у ряда конструкций).
Дует воспользоваться, в противном случае значения и Ло подсчи-
тывают по выражениям (1)—(3). Для жидкого топлива по справоч-
ным данным находят температуру Тт, при которой вязкость его не
будет превышать 10—15 мм2/с. Это значение вязкости обеспечивает
качественное распиливание топлива используемыми в настоящее
время форсунками. Найденная, иногда значительная (до 600 К
и более) температура топлива определит необходимость его предва-
рительного подогрева.
Затем расчет проводят в следующем порядке.
I.	Определяется общий коэффициент избытка воздуха по вы-
ражению (75). Зная а2, можем найти состав газа на выходе из ка-
меры, его теплоемкость и полный расход топлива ГТД Gt2 =
“ ^в2'(^Х^о)'
II.	Вычисляется площадь проходного сечения жаровой трубы
камеры. Для этого надо принять условную скорость шг и коэффи-
циент аг избытка воздуха в зоне горения, например, по табл. 4.
Тогда расход первичного воздуха GI2 = (аг/сс2) Gb2, а площадь
проходного сечения жаровой трубы по миделю Fn<z = GlzvB/wr.
III.	Выбирается тип конструкции камеры сгорания и подсчиты-
вается диаметр ее жаровой трубы. Здесь учитывается специфика
требований и условий работы ГТД данного класса и соображения,
изложенные выше. Если выбирается не кольцевая, одна индивидуаль-
ная или выносная камера сгорания, а, допустим, секционная, то
дальше рассчитывается и проектируется одна из п камер секции с рас-
ходом воздуха в ней GB = GB2/n, расходом первичного воздуха
Gr — GI2/n и расходом топлива Gr = G^n. Площадь проходного
сечения ее жаровой трубы = FniZ!n.
Число камер п должно выбираться оптимальным как с точки
зрения компоновки всего двигателя, его размеров, жесткости ро-
тора, доступности узлов, так и с точки зрения условий работы и ха-
рактеристик самой камеры сгорания. Целесообразно максимальное
заполнение рабочими сечениями отдельных камер площади попереч-
ного сечения двигателя между компрессором и турбиной с учетом
площади, занятой его ротором при минимальных размерах миделе-
вого диаметра £)м (рис. 85, а). Расстояние между соседними жаро-
выми трубами должно быть таким, чтобы обеспечивалась надежная
работа патрубков для переброски пламени. Разделение общего
потока воздуха на п частей не должно приводить к необходимости
использовать форсунки очень малых размеров. Суммарная поверхность
каналов и число отдельных объемов не должны слишком увеличивать
потери давления и неравномерность поля температуры газов перед
турбиной. Следует помнить, что характер размещения отдельных ка-
мер влияет на конфигурацию и длину входного диффузора и патруб-
ков газосборника турбины. Число камер /г определяет диаметр отдель-
ной жаровой трубы, так как = f (FmZ; п) или d;K = ]/4Еж/л.
IV.	Определяется общая длина жаровой трубы /ж. Зная тепло-
напряженность Н, найдем рабочий объем жаровой трубы
VH{ = GTQ^r/№B>-
167
Длина жаровой трубы 1.л. = 1<к Fn.. Это значение проверяют по
отношению l^.dAV которое должно быть характерным для данного
класса ГТД, вида топлива и др. (см. табл. 4). Если это отношение
нужно корректировать, то следует пересмотреть выбранные зна-
чения wv и аг или теплонапряженность Н.
V.	Находятся длина зоны горения L и закономерность подвода
воздуха по длине жаровой трубы. В соответствии с классом ГТД
и видом топлива, приняв, например, по табл. 4 lrid.K, можно легко
получить /г, поскольку диаметр d... известен. Здесь всегда жела-
тельно использовать дополнительные данные для наиболее надеж-
ного расчета этой определяющей величины, полученные при ис-
следовании прототипа конструкции или специального анализа.
Как правило, длина зоны горения (расстояние от передней границы
фронтового устройства до отверстий смесителя) составляет 60—70 %
общей длины жаровой трубы (рис. 85, б).
Найденная длина /г уже определяет крайние точки кривой за-
кона выгорания топлива по длине зоны горения, т. е. зависимость
= f (/г) типа прямой В (рис. 85, в). Более реальный случай бу-
дет отображать зависимость В', а действительная закономерность
будет иметь вид кривой Г. Естественно, что реальная кривая Г
может быть получена уже после создания и исследования работы
камеры на стенде. На данном этапе можно ограничиться заданием
зависимости В или близкой по интенсивности выгорания к кривой Г
зависимости В', которая отличается от кривой В тем, что начало за-
метного выгорания топлива удалено на 35—45 мм от форсунки. Это
обосновано, так как для начала горения топлива нужно некоторое
168
время подготовки, а интенсивное выгорание начинается лишь за
первым поясом отверстий для подачи первичного воздуха. Принци-
пиально же можно задаться зависимостью Г, что несколько услож-
нит отдельные элементы расчетов.
Зная длины зон горения 1Г и смешения /с, определяют закономер-
ность подачи соответствующего количества воздуха по длине жаро-
вой трубы В зону горения поступает первичный воздух Gh оп-
ределяющий в конце зоны коэффициент аг избытка воздуха. Приняв
(по табл. 4) величины афр и аохл, задают закон поступления потоков
первичного воздуха по длине зоны горения. Принципиально можно
считать, что исходным может быть линейный закон поступления
первичного воздуха по длине зоны горения (штриховая линия А,
рие. 85, в). Зависимость Б распределения воздуха по длине жаро-
вой трубы получают после конкретного выбора числа поясов и от-
верстий в поясе для подачи первичного и вторичного воздуха (см.
выше). Одновременно надо задать глубину h проникновения струй
воздуха по длине камеры (рис. 85, г). Воздух, поступающий через
отверстия и другие каналы внутрь жаровой трубы, выполняет раз-
личные функции, и это определяет место и глубину его подачи.
Для внутреннего охлаждения жаровой трубы воздух проходит вдоль
внутренней поверхности стенки на глубину в несколько миллиметров,
либо через большое число мелких отверстий (диаметром примерно
3—5 мм с шагом 10—15 мм по окружности), либо сплошной кольце-
вой пеленой толщиной 2—4 мм. Отверстия для охлаждения обычно
располагаются на специальных выштамповках обечаек жаровой
трубы, наклонно или вдоль стенки. Первичный воздух, участвую-
щий в окислении топлива, подается глубже, на (0,4—0,7) г.к, через
отверстия с оптимальным шагом по длине зоны горения в отдельных
сечениях. Диаметр отверстий здесь значительно больше (примерно
15—25 мм), в зависимости от d.M, перепада давлений и принципа
организации рабочего процесса (см. выше). Оптимальный диаметр,
шаг отверстий и глубину подачи струй надо выбирать с учетом дан-
ных, приведенных выше. Анализ выполненных конструкций пока-
зывает, что число отверстий z 6—8—12—16—20, соответственно
при d.K 150—200—300—400—500 мм.
В зону смешения воздух подводится для охлаждения газов, вы-
ходящих из зоны горения. Глубина проникновения струй в смесителе
еще большая, до (0,9—1) гж. Расход воздуха через отверстия жаровой
трубы подсчитывается по уравнению (58): Оотв = |ш/бтп'(4ив) ] zwr,
а глубина проникновения струй по выражениям (59) и (63). Для зоны
горения h = d0TB [0,3 + 0,415 (wr/w,,{) ] (//б/ОГн)9’63-
После этого расчета выбирается конструкция фронтового устрой-
ства (см. выше). Если принято устройство с лопаточным завихрите-
лем, то угол наклона передней конической обечайки 0 должен быть
меньше удвоенного угла <р установки лопаток.
VI.	Подсчитывается внутренний диаметр корпуса камеры сго-
рания. Предварительно выбирается скорость вторичного воздуха w2
в зазоре между жаровой трубой и корпусом, а также толщина стенки
жаровой трубы 6;к. У камер сгорания авиационных и транспортных
169
ГТД при dn. = 200-^300 мм величина 6Ж 1,5-н2,5 мм. В стацио-
нарных ГТУ d.lK 0,5; 1; 1,5 м и соответственно 6Ж«* 3; 5; 7 мм.
Толщину 6Ж можно уточнить, выполнив расчет жесткости и устой-
чивости конструкции.
Площадь поперечного сечения кольцевого зазора (по миделю)
между жаровой трубой и корпусом
Г2 = 6iiuB/ay2,
где Gii — расход воздуха, протекающего в зазоре и расчетном сече-
нии (см. этап V). Внутренний диаметр корпуса
DK = /4ЛМ + №<т26>к)2.
VII.	Определяется температурный режим стенки жаровой трубы.
В соответствии с изложенным (см. выше) расчет 7Ж проводится ме-
тодом последовательных приближений. Первоначально задаются
значением Тж учитывая назначение двигателя, ресурс его работы,
вид топлива, используемые конструкционные материалы и др.
Обычно Тж = 800-? 1080 К для стационарных ГТУ и транспортных
ГТД и Тж = 1120-^1230 К для авиационных ГТД. Затем находится
действительное значение 7Ж.
После этого расчета проверяется правильность выбора величины w2
на этапе VI. Если температура стенки с учетом дополнительного
эффекта внутреннего заградительного охлаждения будет признана
неудовлетворительной, то принятую скорость w2 следует изменить.
VIII.	Находятся распределение газовоздушных потоков и по-
тери полного давления по отдельным трактам и в камере. Для этого
выполняется конструкторский гидравлический расчет камеры (см.
выше). Его результаты (потери полного давления) определят возмож-
ность использования принятых элементов конструкции и характер-
ных величин (w,', ад Н и др.) или необходимость их изменения с целью
снижения потерь.
Если потери давления получаются допустимые, то осуществляется
проектирование и расчет остальных элементов конструкции: фор-
сунки (см. ниже), крепления жаровой трубы, отдельных ее обечаек
и др. За этапом изготовления образца обычно следует этап экспери-
ментального исследования и доводки камеры сгорания.
§ 14. ХАРАКТЕРИСТИКИ РАБОТЫ КАМЕР
СГОРАНИЯ
Экспериментальное исследование
Экспериментальным исследованием вновь созданной камеры сго-
рания необходимо установить, соответствуют ли действительные
характеристики ее работы тем, которые были приняты или полу-
чены при проектировании. Если реальные характеристики не удов-
летворительные, то проводятся доводочные работы, в процессе ко-
торых изменяются отдельные элементы конструкции, распределе-
ние воздуха по длине камеры, закручивание потока в регистре, ско-
170
рости потоков по трактам и др. Экспериментальная установка должна
иметь источник сжатого воздуха и систему устройств для измерения
параметров, определяющих характеристики работы камеры сгора-
ния, из которых главнейшей является коэффициент г]г полноты сго-
рания топлива.
При испытаниях камеры необходимо определять следующие па-
раметры:
1)	расход Ga воздуха, кг/с;
2)	температуру Тп воздуха на входе в камеру сгорания, К;
3)	полное давление р*й воздуха на входе в камеру, Па;
4)	расход GT топлива, кг/с;
5)	температуру Т\ топлива перед форсункой, К;
6)	полное давление р* газа на выходе из камеры, Па;
7)	температуру Т* газа на выходе из камеры, К;
8)	содержание токсичных веществ в газах за камерой.
В ряде случаев измерения всех этих параметров необходимо
проводить и по длине зоны горения.
Для измерения расхода воздуха обычно используют стандартные
расходомериые устройства: сопла, диафрагмы и другие, которые уста-
навливают на прямом участке трубы. Расход воздуха
GB = ctpE.T'p'j.- 2Дрр'Ур,
где ар — коэффициент расхода; е — коэффициент сжатия струи;
Fp — площадь проходного сечения расходомерного устройства, м2;
Арр — разность статических давлений до расходомера и после
него, Па; vp — удельный объем воздуха перед расходомером, м3/кг.
Для подсчета vp перед расходомерным устройством определяют
статическое давление и температуру воздуха. Температуру обычно
измеряют в нескольких точках (двух, трех) по сечению, чаще всего
термопарами (например, хромель-копелевыми). Затем ее осредняют.
При равномерных полях температуры и скорости на входе в расходо-
мерное устройство может быть взято их среднее арифметическое
значение.
Статическое давление измеряют в кольцевом коллекторе, сооб-
щающемся отверстиями с воздушным трубопроводом. Для подсчета
абсолютного давления измеряют атмосферное давление. Полное дав-
ление воздуха на входе в камеру сгорания определяют трубками
полного напора. Расход топлива удобнее и точнее находить взве-
шиванием.
Определение параметров газа на выходе из камеры (р*, рг’, Т*\
связано со значительными трудностями ввиду того, что поля
температуры и скорости потока здесь обычно неравномерные. Для
получения надежных значений параметров проводятся исследова-
ния с большим числом измерений с последующим осреднением пока-
заний, причем учитывается расход газа через ту часть сечения, в ко-
торой измерялись параметры. Обычно определяют температуру (Т*)ср
газа как среднемассовую, считая статическое давление по сечению
измеряемого участка постоянным. Площадь сечения участка разби-
вают на достаточно большое число равных (например, кольцевых)
171
площадок и на каждой из них, обычно в четырех точках по двум
взаимно перпендикулярным диаметрам, измеряют температуру и
полное давление газа. Показания приборов каждого участка можно
осреднять арифметически. Скоростной напор данного участка qt =
= р*—pY = O^w'i.Vi. Среднемассовая температура газов за ка-
мерой сгорания
F
F
где (Т*)г —температура торможения газов, средняя для данной
площадки dFp сКр = wtFiVi — массовый секундный расход газа
через площадку dFp — скорость газа, протекающего через dF^.
Учитывая, что скоростной напор г/г- = 0,5^Ь'иг-, величина пло-
щадки dF = ndr- и удельный объем = RT*lpi, причем p=const,
получим
j
(ПКр=-Ч-----------------.
| /ЫГг’ЬШг2)
о
Величину (7Т)ср определяют по графику зависимостей х
X/<7;7(7’r*)i и q:/(r*)i от г2, получая ее как частное от деления
площадей под соответствующими кривыми.
Общей характеристикой камеры, отражающей полноту сгорания
топлива, служит зависимость г|г = / (аг) при Gn = const и GT = var
(рис. 86, а, кривая /). Наибольшая полнота сгорания (т|г)тах при «опт
Рис. 86. Зависимости для полноты сгорания топлива в камере сгорания
172
имеет место между границами срыва пламени: в результате значи-
тельного обеднения атах или обогащения топливом amin горючей
смеси. На величину (г|г)1пах> характер и положение кривой т]г =
= / (а2) влияют несколько факторов. Определяющим будет распре-
деление и способ подачи первичного воздуха GT по длине зоны го-
рения.
На рис. 86, а и в показано, как для данной камеры (жаровой трубы)
при постоянном расходе GT с изменением длины участка подвода
первичного воздуха изменяется характеристика гр = f (ctr). Если
при данном (г)г)шах (кривая /, рис. 86, а) воздух подводится на ко-
ротком участке (вариант /), то процесс выделения теплоты идет ин-
тенсивнее и кривая коэффициента выделения теплоты £ поднимается
круто. Если же воздух подводится на большей длине (вариант II),
то кривая £ пологая, и более пологая кривая 11 г|г = f (ах), что поз-
воляет на частичных нагрузках (отходя от аопт) иметь достаточно
высокие значения т]г. Из этого примера можно сделать следующий
вывод. Например, при варианте II можно получить качественный
процесс с < (а0ПТ)п, если изменить распределение воздуха и
сделать его близким к распределению в варианте I, т. е. выполнить
более ранний подвод первичного воздуха. Иначе значение т]г будет
низким из-за слишком поздней подачи воздуха, а на выходе из ка-
меры появится факел пламени, уходящий за пределы жаровой трубы.
Абсолютная величина т]г зависит и от характера ввода боковых
струй (рис. 86, айв). Так, например, если в камере варианта I значи-
тельно уменьшить глубину h подачи струй воздуха в жаровую
трубу за счет уменьшения диаметра отверстий при соответствующем
увеличении их числа, то кривая т]г = / (ах) пойдет ниже (кривая /)'.
Естественно, что при увеличении h имеется некоторое /ionT, при пре-
вышении которого эффект будет уже отрицательным. Увеличения h
можно добиться и повышением скорости w2 в зазоре между жаровой
трубой и корпусом, однако при этом возрастают потери давления
в камере. Параметры рабочего тела значительно влияют на пол-
ноту сгорания топлива, особенно температура, скорость и давле-
ние воздуха на входе в камеру. С уменьшением температуры воз-
духа Тв коэффициент т|г также становится меньшим (рис. 86, в)
особенно тогда, когда температура не достигает 450 К. При этом т]г
снижается тем больше, чем выше а2. Примерно такой же характер
влияния давления воздуха рв при рв <0,1 МПа (рис. 86, г). При
уменьшении 7\ и рв, особенно одновременном, границы срыва су-
жаются. Увеличение скорости йув воздуха на входе, как правило,
снижает т|р (рис. 86, д), так как уменьшается время пребывания
топлива в зоне горения, изменяются аэродинамические условия,
ухудшается стабилизация пламени. Однако при значительном сни-
жении оув ниже расчетного, когда резко ухудшаются процессы пере-
мешивания, также наблюдается снижение т]г. Здесь же показана за-
висимость т|г от высоты полета Нпол.
Для любого ГТД очень важна характеристика срыва рабочего
процесса камеры сгорания при данных рг и 7\, определяющая об-
ласть I, где невозможно устойчивое горение топлива (рис. 87, а).
173
Рис. 87. Характеристики работы камеры сгорания
Эта характеристика также в основном зависит от состава смеси (аД,
скорости шв, температуры Та и давления plt воздуха на входе в ка-
меру Т2<ТГ и p2<ZPv Важна пусковая характеристика, определяющая
область значений скоростей воздуха, при которых может быть произ-
веден надежный пуск камеры сгорания (ГТД). Пусковая область II
более узкая по сравнению с областью III устойчивого горения.
Очень существенна зависимость потерь полного давления
Лрк/Рв (Рв — рГ)'Рв от режимных и других факторов. Основ-
ное влияние на потери оказывают wa и а2, определяющий тепло-
вую составляющую потерь давления (рис. 87, б).
При испытаниях камер сгорания нужно определять поле тем-
ператур газа на выходе (рис. 87, в) по измерениям вдоль радиуса
(диаметра) камеры и в окружном направлении (перед газосборником
турбины). Поля температур позволяют определить коэффициент не-
равномерности температуры газа 6 = (7Дах — 7"т1п)/(Тг)ср, который
обычно заметно меняется при изменении скорости воздуха
(рис. 87, б). В авиационных камерах сгорания часто неравномер-
ность поля температуры газов оценивают таким образом.
1. В окружном направлении на данном радиусе сечения патрубка-
газосборника или выхода из кольцевой камеры сгорания
лб, = ,7~?7"Гс‘-р,
(7.-)си - г;
где Ттах и	— температура газов на окружности рассматривае-
мого радиуса соответственно максимальная и средняя: (77)ср —
средняя температура газов за камерой сгорания.
Отклонения от расчетной температуры на данном радиусе обычно
допустимы в пределах + (100—120) К в авиационных ГТД и на де-
сятки градусов в стационарных ГТУ. Особенно опасна большая ок-
ружная неравномерность температуры на радиусе, где температура
газов максимальная (ГД = ^*тах)' Здесь
Д«»тах-(^ах-т;1оах)/[(7’?)ср-г;|.
2. В радиальном направлении по сечению на выходе из камеры
сгорания(Д6р)тах = 7^тах —(Л*)ср/[(Л*)ср — 1. Здесь возможно от-
клонение максимальных температур от допустимых в среднем на
i (30—50) К при задании прямоугольной эпюры поля температуры
газов за камерой.
174
В некоторых случаях удобно подсчитывать суммарную неравно-
мерность поля температур Д6тах ---= Дб„тах -г Л6Р]пах. При этом
можно считать допустимым, что Дбтах < 0,3. Условность этой оценки
очевидна, так как окружная неравномерность всегда нежелательна
и надо стремиться к Дб0 — 0, а радиальная неравномерность может
быть необходима для обеспечения заданной (не прямоугольной по
радиусу) эпюры поля температур газа перед турбиной. Часто Т’*
задается на высоте рабочей лопатки I = (0,7н-0,8) /л, а на пери-
ферии и особенно у ее корня температура несколько меньшая.
Характеристики вредных воздействий
продуктов сгорания
Отдельные составляющие продуктов сгорания углеводородных
топлив токсичны, отрицательно действуют на человека, живой и
неживой мир. Токсичны оксиды азота, серы (NOX и SOJ, уг-
лерода (СО), сернистые (H2S) и галоидные соединения (НС1 и др.),
углеводороды (СН). Дым — частички сажи — загрязняет окружаю-
щую среду, как активный адсорбент может быть токсичным и нести
канцерогенные вещества так же как бенз-ос пирен, СН и др. Альде-
гиды, CH, NOX сажа, содействуют образованию фотохимического смога.
Количество отдельных выбросов, как правило, измеряют в грам-
мах загрязняющего вещества, приходящегося на 1 кг сгоревшего
топлива или на 1 м3 образовавшихся продуктов сгорания, в объем-
ных долях загрязняющего вещества в продуктах сгорания стехио-
метрической смеси или в частях на миллион объемных долей газа.
Дымность D часто определяется в условных единицах по затемне-
нию материала фильтра, через который пропускаются продукты
сгорания, или в процентах.
Как известно, оксиды и другие соединения серы образуются в про-
дуктах сгорания топлив, содержащих ее в своей рабочей массе.
Взаимодействие соединений серы, например, с водяными парами
приводит к образованию кислот, вызывающих интенсивную серни-
стую коррозию сталей. Первоначальным окислом серы является SO2,
который при возможности дальнейшего окисления частично перехо-
дит в SO3. Последний, соединяясь с парами воды, образует серную
кислоту. Естественно, что самое радикальное средство борьбы с об-
разованием сернистых соединений и окислов — снижение содер-
жания серы в самом топливе. Образование сероводородов, также
как СО, СН и сажи, может быть связано и с термическим разложением
топлива, его недожогом, т. е. несовершенством процесса горения.
В отличие от нагара — отложений углерода и смолистых веществ
на перегретых или переохлажденных поверхностях деталей — дым
в выпускных газах представляет собой взвешенную массу мельчай-
ших частичек сажи (углерода и некоторой доли углеводородов),
обладающих специфическими свойствами. Сажа образуется в лю-
бых частях зоны горения, переобогащенных топливом, особенно в
условиях плохого перемешивания, высоких температур и давления.
Часто местом образования сажи становится зона обратных токов.
175
Рис. 88. Влияние различных факторов на уровень эмиссии Ei основных загряз-
няющих веществ в продуктах сгорания:
а — мощности ГТД Ne и давление рв; б — температуры Гп воздуха, поступающего в камеру
сгорания; в — коэффициент аг избытка воздуха в зоне горения
Здесь топливо встречается с высокотемпературным потоком газов,
обедненных кислородом. В таких условиях сажа может образовы-
ваться в значительном количестве. Однако значительная часть ее
(углерод) выгорает, попадая в прямой воздушный поток рециркуля-
ционной также высокотемпературной зоны. Естественно, частицы
сажи могут образовываться и в других частях объема зоны горе-
ния и потом также частично выгорать, попадая затем в высоко-
температурную окислительную среду. Условно объединяя сначала
все части объема, где сажа образуется, а потом все части объема,
где она выгорает, можно рассмотреть взаимодействие этих двух зон,
определяемое аэродинамикой течения, схемой конструкции узлов,
видом топлива, рабочими параметрами газовоздушного потока и
самой камеры, режимом работы ГТД и др. Сложность рассмотрения
состоит в том, что все перечисленные факторы действуют одновре-
менно, неодинаково и по-своему влияют на все другие вредные выде-
ления, так что часто, снижая выход одних, увеличивают эмиссию Ег-
других элементов (см. рис. 88).
Дымность D в зависимости от изменения любого фактора следует
рассматривать с точки зрения его влияния на механизм как образо-
вания, так и выгорания сажи. Например, рост температуры способ-
ствует образованию сажи и ее выгоранию, но превалирующим ока-
зывается обычно последний процесс. С ростом давления рп дымность
увеличивается по ряду причин, несмотря на положительные изме-
нения кинетики окисления углерода. С ростом обычно падает
перепад давлений, под которым впрыскивается топливо. Это ухуд-
шает качество распыливания и перемешивания смеси и уменьшает
угол раскрытия топливного факела у центробежной форсунки. Рас-
ширяется диапазон богатых смесей, которые образуют сажу в на-
чале горения. Замедляется процесс испарения капель, а следова-
тельно, увеличивается время образования сажи.
Впрыскивание воды в зону горения может быть полезно с точки
зрения снижения дымности D, если снижается температура в зоне
образования сажи, но может быть и вредно, если при этом заметно
понижается уровень температуры в основной окислительной зоне.
170
При сжигании газообразного и даже легкого жидкого топлива
дымность наблюдается значительно меньшая, чем при использова-
нии тяжелого жидкого топлива с большой плотностью и вязкостью.
Наличие ароматических углеводородов, определяющих увеличение
периода задержки воспламенения топлива, повышает образование
сажи при его сгорании.
Визуально небольшой дым наблюдается уже при недожоге 0,4—
0,5 % углерода, содержащегося в рабочей массе топлива. Кон-
центрация сажи в газообразных продуктах сгорания при сильном
дымлении может достигать 1 мг/л и более. Для уменьшения дым-
ности к топливам добавляют специальные присадки из некоторых
соединений свинца, никеля, марганца и цинка (массовая доля
до 1 %), которые оказывают каталитическое воздействие на процесс
горения, несколько повышая его эффективность, и подавляют про-
цесс образования сажи. Снижение дымности — это всегда более пол-
ное сгорание углерода топлива, а следовательно, его экономия и
понижение вредного воздействия токсичных компонентов продук-
тов сгорания. Оксид углерода СО и несгоревшие углеводороды НС
также являются продуктами недожога топлива, например, при
плохой организации его сгорания. Выход СН и СО, естественно,
зависит от степени предварительного испарения и качества переме-
шивания топлива с воздухом и снижается при сжигании хорошо
перемешанных, не сильно обедненных смесей. Если при горении
сравнительно бедных смесей как СН, так и СО являются промежу-
точными соединениями в пепи превращения горючих элементов топ-
лива в продукты их полного окисления, то при сжигании богатых,
а тем более переобогащенных (аг < 1) смесей оксид углерода СО
становится одним из основных составляющих конечных продуктов
сгорания. В послепламенпой зоне камеры сгорания концентрация
СО всегда близка к термодинамически равновесному значению
(рис. 89, а, кривая /), причем в большей мере для турбулентного
пламени (кривая 2) и в несколько меньшей степени для ламинарного
(кривая 3). Конечно в реальных условиях возможны и такие бед-
ные смеси (а, > 24-3), когда из-за плохого смесеобразования или
пониженных температуре
и давлении воздуха недо-
жог (выход СО и СН) так-
же будет значительным.
Обычно легко прослежи-
вается связь выхода вред-
ных выбросов с коэффи-
циентом т|,, полноты сго-
рания топлива, а точнее
с величиной 100 — г|г не-
полноты сгорания (рис.
89, б).
Рис. 89. Характеристики ток-
сичности газов
177
На расчетных режимах работы ГТД, близких к полной нагрузке
г)г 100 %. С падением мощности ГТД коэффициент г|г уменьшается,
например: на режиме малой мощности для авиационного ГТД г|г =
= 0,88-у0,96. Это объясняется низкими температурой и давлением
воздуха, поступающего в камеру сгорания, а также ухудшением
качества и равномерности распыливания топлива обычными (цент-
робежными) форсунками при малых перепадах давлений на режимах
малой мощности и холостого хода. В этих условиях основную долю
вредных выбросов составляют СО и СН, количество которых может
превышать соответственно 60—70 и 20—30 г/кг топлива, что следует
из результатов испытаний некоторых двигателей. С ростом мощности
Ne (или тяги R) двигателя температура и давление воздуха на входе
в камеру сгорания увеличиваются, так же как и перепад давлений,
при котором’происходит вспрыскивание топлива в объем зоны горения.
Все это способствует повышению полноты сгорания топлива, умень-
шая выход СО и СН.
Повышение температуры и давления газов в зоне горения резко
увеличивает эмиссию оксидов азота NO,, выход которых может пре-
вышать 50—60 г/кг. Оксиды азота в основном образуются в резуль-
тате взаимодействия кислорода и азота, содержащихся в воздухе при
условии значительного повышения его температуры. Незаметные
в нормальных условиях реакции образования NOX, среди которых
основной первичной является реакция получения NO. активизиру-
ются при 1770—1970 К и резко ускоряются при дальнейшем по-
вышении температуры.
Высокая температура пламени при горении любого топлива с ис-
пользованием воздуха в качестве окислителя определяет образование
оксидов азота, количество которых зависит от температуры, кон-
центрации кислорода и азота (коэффициента избытка воздуха),
времени пребывания смеси в зоне высоких температур тп, давления
и целого ряда других факторов. Установлено, что некоторое, незна-
чительное количество окислов азота появляется уже в самом пламени,
но основной областью их образования является послепламенная зона.
В образовании NOV в какой-то мере всегда участвует азот, содержа-
щийся в топливе. По данным исследований, часть азота топлива,
например для жидких топлив 30—60 %, переходит в NO., причем
большие значения относятся к случаям, когда азота в топливе срав-
нительно мало. В результате доля оксидов азота, образовавшихся
из азота топлива, совершенно незначительна, ею даже часто прене-
брегают, считая только выход NOV за счет реагирования азота
воздуха в послепламенной зоне. Это положение справедливо при не-
значительном содержании азота в топливе и достаточно высоких
температурах в объеме зоны реакции (горения).
Расчеты образования оксидов азота
Известны газообразные оксиды азота N2O, NO, NO2, жидкие N2O3 и
даже твердые N2O5, N2O4 и др. В продуктах сгорания чаще всего
содержатся NO и NO2. Исходным является оксид NO, образование
178
которого происходит по схеме NT2 4~ О2 4~ 180 кДж/моль 2NO.
Воздух, нагретый до 2273 К, в равновесном состоянии содержит
около 1,5 % NO, а при 3280 К — 5,3 % по объему. Оксид азота
NO, соединяясь с кислородом, дает NO2 : 2NO + О2 2NO2 +
+ 109 кДж/моль или NO + О3 NO2 + О2 4~ 205 кДж/моль.
При повышенных температурах (более 870 К) равновесие в ос-
новном выражается левой частью уравнения. При понижении тем-
пературы образование NO2 резко возрастает, при 470—530 К и
ниже происходит прямая реакция образования NO2. В отличие от
бесцветного NO NO> — бурый, сильно ядовитый газ, он в 4 раза
токсичнее NO.
В настоящее время расчеты выхода NO при горении любых топ-
лив в воздухе обычно основывают на известных исследованиях
Я. В. Зельдовича. Он установил чисто термическую основу образо-
вания NOV, идущего по цепному механизму независимо от реакции
горения, как при простом разогреве смеси N2 с О2. Для заметного
выхода NO.V в зоне горения камеры нужен избыток кислорода по
сравнению с количеством, необходимым для сгорания топлива,
т. е. аг > 1. Как показали экспериментальные иоследования, мак-
симальный выход NO имеет место при а 1,1. Основной механизм
образования NO включает две реакции:
N2 -J- NO 4- N — 197 кДж/моль;	(98)
*3
О., 4- N NO 4-0 -j- 16,8 кДж/моль.	(99)
k 4
Тогда кинетическое уравнение
=/?1.N2.O-H^-O2.N -^«NO-N -^-NO-O,	(100)
где N2; NO; O; O2 ,...—мгновенные концентрации компонентов
газовой смеси, г/л; kj — константы скоростей химических реакций.
Соотношения констант следующие:
=	= XO-N,(N2-O) = ^е-'7 000.(/го и =	=
= ХО • О, (О2 • N) = 6е-|ОМ'<ет>
после очевидных упрощений и преобразований уравнения (100)
можно получить:
{O2.N2(64/3)e-43 000'/^n - (NO)2}, (101)
dx V O2
где т — вс.
Полученная зависимость хорошо согласуется с результатами
специальных лабораторных исследований при сжигании гомогенных
водородовоздушных смесей. Однако очевидно, что на выход NOX
влияют реальные условия в топливосжигающем устройстве, вид
179
топлива, температура и давление воздуха, время и механизм про-
цесса, качество смешения топлива с воздухом, коэффициент из-
бытка воздуха, каталитические явления (присутствие влаги), усло-
вия зажигания и даже размер и форма камеры сгорания.
На основе уравнения (101) было получено одно из довольно удач-
ных выражений для инженерных расчетов выхода NOX в реальных
камерах сгорания:
NO = 3,84 • 1014е~65 °00' ггу' р^/Тгт( 1,1 /яД1 -7,	(102)
где рв — давление воздуха перед камерой сгорания; Тг — теорети-
ческая температура газа в зоне горения при аг = 1,1; т — время
пребывания газов в зоне высоких температур (горения). Выражение
(102) получено на основе исследований конструкций камер сгорания
регенеративных автомобильных ГТД без выделения объема зоны
горения. Принималось, что время
Т = V.JVE,
где Ун. — объем жаровой трубы; Гв — общий объемный расход
воздуха в камеру. Кроме того, предполагалось, что максимальный
выход NOX будет при коэффициенте избытка воздуха в зоне горения
аг = 1,1. Для существующих камер сгорания с раздельной подачей
воздуха и топлива в зону горения можно предположить, что фронт
пламени объединяет участки объема, где реальные значения а
14-1,1; т. е. аг = 1,1. Значения Тг для аг = 1,1 при сжигании
углеводородных топлив (керосина, дизельного топлива), когда от-
ношение масс углерода к водороду составляет 86 : 14, определялись
по выражению
Тг = 273 + (1920 + 0,427b),
где Та — температура воздуха перед камерой сгорания.
При получении уравнения (102) реакции разложения NO не учи-
тывались. Выход NO по данным экспериментальных исследований
принимался пропорциональным р°’5 и av017. Объемные концентрации
при аг = 1,1 следующие: О2 = 1,97 % и N2 = 74 %. Оксид NO—
это первичный продукт последовательного процесса окисления азота.
Выход NO2 в послепламенном процессе мал, так как скорость
образования его при высоких температурах незначительная. Охла-
ждаясь воздухом в зоне смешения камеры и при выходе из ГТД
в атмосферу, NO взаимодействует (особенно активно при воздействии
света) с кислородом воздуха, образуя NO2. При температуре окружа-
ющей среды эта реакция практически необратима, что приводит
к наличию в отработавших газах ГТД в составе суммы оксидов азота
NOV до 90 % (и более) NO2. При 273 К и аг = 1,1 массовая кон-
центрация NO2 (в мг/л) может быть подсчитана по объемной доле
NO: NO2 = 20.5NO. Массовая концентрация 20,5 мг/л NO2 соответ-
ствует 1 % объемной концентрации, так же как для NO, это 13,3 мг/л.
На практике часто NOX отождествляют с выходом NO2, тогда, напри-
мер, часовой выход оксидов азота
GNq2 = 3600GB NO2/pc,
180
а удельный
gNO, = GnOj/A^,
где GB — часовой расход воздуха; рв — плотность воздуха.
Для получения более универсального, пригодного для ГТД
любого назначения и более строгого, чем (102), выражения, опре-
деляющего выход оксидов азота из камеры сгорания, следует уточ-
нить определение времени пребывания т, концентрации О2 и N2
и эффективной температуры Тг в зоне горения. По конструктивной
схеме и результатам гидравлического расчета камеры сгорания
всегда можно найти длину участка жаровой трубы — зону горения
топлива. Если объем этой зоны Уг, то т — Vr/VB. Еще более строго
с учетом распределения подвода воздуха по длине зоны горения
т = 2 vv,„,
где Vir— объемы отдельного участка зоны горения, куда соответственно
поступают определенные объемные расходы Vii} воздуха. Характер
подвода воздуха по длине зоны горения вместе с закономерностью
выгорания топлива определяет концентрации N2, О2 и эффективную
температуру Тг.
Многие исследователи пытаются совершенствовать методику
расчета, учитывая течение ряда других реакций, кроме рассмотрен-
ных Я- Б. Зельдовичем, например: N2 + О2 2NO или N 4~
+ ОН NO + Н и другие с образованием атомов и ионов, напри-
мер, по тепловой схеме диссоциации О2 О + О.
Введение дополнительных уравнений сильно усложняет расчеты,
иногда исключая возможность их практического использования,
но позволяет более точно оценить влияние различных факторов и
условий на процесс образования оксидов азота.
Кроме того, следует рассматривать систему, в которой происходит
образование NO.., поскольку выход оксидов будет различным при
горении гомогенной смеси и, например, массы капель данного раз-
мера в потоке воздуха. В гомогенной смеси зона реакции в пламени
включает относительно узкую область первичных реакций горения,
где зарождаются активные атомы и радикалы (О, Н, ОН и др),
быстро активирующие цепи окисления горючих элементов топлива.
Именно здесь образуется все количество СО и выделяется основная
часть теплоты, определяя температуру, близкую к конечной равно-
весной. В этой зоне NO не образуется. За первичной зоной располо-
жена более широкая вторичная, где образуется NO, а СО окисля-
ется до СО2. Обычно именно эта зона и рассматривается как генера-
тор оксидов азота NOX на базе образовавшейся массы NO. Иной
качественно и количественно процесс происходит при горении
капли и тем более массы капель различного диаметра, хотя химиче-
ская кинетика реакций и в этих случаях, очевидно, одинаковая.
Если скорость движения капель относительно воздуха значи-
тельная, то горение их происходит в спутной струе; если относитель-
ная скорость мала, то пламя равномерно охватывает капли. Пары
топлива диффундируют от поверхности жидкости, а кислород из
181
ности капли. При горении капель
Рис. 90. Влияние распиливания жидко-
го топлива на образование NO:
I — смесь, т — 0,0058 с; // — смесь, т =
= 0,58 с; III — d — 100 мкм; IV — d =»
= 1000 мкм
окружающей среды поступает к
капле. Горение идет в очень
узкой (сферической) зоне на не-
котором расстоянии от поверх-
топлива NO образуется в после-
пламенной зоне непосредственно за фронтом пламени, где темпера-
тура высокая и концентрация кислорода избыточная (частично
атомарного).
На рис. 90, по данным Кестена, исследовавшего горение капель
и смесей паров этанола с воздухом, показана зависимость выхода NO
от размера капель (d) и сравнительные зависимости выхода NO
при горении гомогенной смеси и капель (начальная температура
400 К, давление 0,5 АШа, время пребывания т для газов равно
времени существования капель). Здесь сплошные прямые рассчитаны
при радиусе поверхности фронта пламени в 13,2 раза большем
радиуса капли, а штриховые прямые — при радиусе фронта в 2 раза
меньшем.
Сильная зависимость выхода NO от размера капель определяется
в основном изменением времени ее существования (горения). Резуль-
тирующая скорость образования NO на единицу объема капли
любого размера остается практически неизменной. Правда, с ростом
давления прямая связь выхода NO с изменением размера капель на-
рушается, несмотря на рост скорости образования NO при повыше-
нии давления из-за резкого падения скорости диффузии NO от фронта.
Как видно из рис. 90, при одном и том же времени пребывания как
при горении капель, так и гомогенной смеси выход NO примерно
одинаковый: больше для смесей, по составу близких к стехиометри-
ческим.
Способы уменьшения вредных выбросов за камерой сгорания.
Образование окиси углерода, сажи, углеводородов и некоторых дру-
гих соединений связано с недожогом топлива и определяется основ-
ной характеристикой работы камеры сгорания: коэффициентом т|г
полноты сгорания топлива. Структура и характер зависимости т)г
от основных параметров рабочего тела и конструкции камеры были
рассмотрены выше. Остановимся на возможности снижения выхода
NOX с газами за камерой сгорания. Для существующих конструкций
камер сгорания уменьшить выход NOV можно следующими меропри-
ятиями.
1.	Увеличением коэффициента аг избытка воздуха в зоне горения.
Дополнительная масса воздуха будет способствовать снижению уро-
вня температур в зоне горения и уменьшению времени пребывания
газов в ней. В итоге выход NOX должен уменьшиться. Эффективность
этого мероприятия будет достигнута, если не ухудшатся другие
характеристики работы камеры.
182
2.	Улучшением распыливания топлива и перемешивания его с воз-
духом. Оптимальный вариант—получение гомогенной топливовоздуш-
ной смеси и введение ее в зону горения камеры. В результате из вре-
мени пребывания в зоне высоких температур исключается время
смесеобразования, что уменьшает выход NOX. Предварительное
смесеобразование уменьшает размеры зоны горения и камеры сго-
рания. Достигнуть этого можно например установкой воздуш-
ных форсунок. Опытом установлено, что выход NOV может сни-
зиться более чем на 25—35 % в зависимости от конструктивных и
рабочих параметров форсунки и камеры. В ряде случаев положи-
тельный эффект был получен простым увеличением числа форсунок
и постановкой дополнительных турбулизаторов (завихрителей),
улучшающих перемешивание потоков. Очевидно, что в результате
таких мероприятий можно понизить выход и других вредных выбро-
сов, повышая этим полноту сгорания топлива. Однако чрезмерная
гомогенизация смеси сокращает область устойчивой работы ка-
меры.
3.	Впрыскиванием воды (пара) или использованием топливо-
водяной смеси. Кроме возможного каталитического эффекта проис-
ходит охлаждение зоны горения. В отдельных случаях выход NOX
можно уменьшить на 20—30 %.
4.	Использованием конструкционных материалов-катализаторов.
Интенсификация процессов горения, повышение его надежности и
устойчивости могут позволить без отрицательных последствий по-
низить среднюю эффективную температуру в зоне горения и даже
уменьшить ее размеры, сокращая время пребывания газов в зоне
высоких температур, что в итоге обусловливает снижение выхода
NOX. Из катализатора выполняются жаровые трубы или их части,
а также специальные пористые вставки. Как катализатор исполь-
зуют керамические материалы, оксиды хрома, кобальта, редкозе-
мельных элементов (цезий, лантан и др.).
5.	Введением специальных присадок в топливо, которые препят-
ствуют образованию оксидов азота, способствуют их распаду на
исходные вещества или снижают температуру пламени, что приводит
к уменьшению образования NOX. Так, например, добавка 0,3 %
кобальта или меди уменьшает эмиссию оксидов азота на 20—25 %.
Добавка карбоната натрия или лития также снижает выход NOX.
Перечисленные наиболее известные мероприятия по предупре-
ждению выбросов NO,- в существующих камерах сгорания иногда
сильно усложняют и даже изменяют конструкцию камеры и ее ос-
новных узлов и систем. Заметное уменьшение вредных выбросов
часто достигается не на всех режимах работы камеры сгорания.
На порядок можно снизить выбросы NO,, создавая специальные
конструкции малотоксичных камер: гомогенной, гибридной, микро-
факельной и др.
В гомогенной малотоксичной камере (рис. 91, а) топливовоздуш-
ная смесь подготовляется вне зоны горения, например, в предка-
мере или в воздухоподводящих каналах, куда подается топливо.
Обедненная гомогенная горючая смесь с ас 1,54-1,7, сгорая в уко-
183
Рис. 91. Схемы специальных малотоксичных камер сгорания
роченной зоне горения при невысокой средней температуре (до
1970 К), дает очень малый выход NOV. Большим недостатком гомо-
генных камер вместе с опасностью самопроизвольного воспламенения
смеси в подводящих каналах является узкая область устойчивых
и экономичных режимов работы, так как стабилизация и эффектив-
ность процесса горения при значительных коэффициентах избытка
воздуха резко ухудшается.
Для частичного устранения этих недостатков используют гиб-
ридные камеры (рис. 91, б). Здесь при обычной схеме организации
рабочего процесса и конструкции форсунки создают надежный де-
журный факел Gj, обеспечивающий стабилизацию пламени и вы-
горание основной массы топлива GT, поступающей в виде обедненной
гомогенной топливовоздушной смеси. Токсичность таких камер
выше, чем гомогенных, но значительно меньше, чем камер обычной
конструкции. Конечно, дополнительные объемы, где готовится го-
рючая смесь, увеличивают размеры и массу установки и снижают
пожарную безопасность работы.
Наиболее рационально использование микрофакельной схемы
конструкций (рис. 91, в), где принцип организации эффективного
процесса горения иной. Рассредоточение поверхности фронта пла-
мени в виде множества микрофакелов по входному сечению зоны
горения позволяет резко укоротить ее, сокращая время пребывания
смеси в высокотемпературной области. Так, например, если в обыч-
ных камерах с вытянутым по длине зоны горения факелом среднее
время тп пребывания в зоне составляет обычно 5—6 мс, то в этой
камере оно в 2—3 раза меньше, в результате чего значительно со-
кращается выход оксидов азота (рис. 92).
При использовании микрофакельных устройств для надежной
стабилизации пламени применяют небольшие участки фронтовых ста-
184
Рис. 92. Изменение содержания \О в зависимости NO,млн-1
от времени т:
1 - 7’1ГГ = 2-173 К, а 1,35;	2 - 7'|/л=-2273 К, а-= jqqqq
= 1,65;" 3 — Tjj.j — 1923 К, а = 2; 4-ТцЛ=1673 К,
а = 4
стабилизаторов, где подается несколь- юо
ко обогащенная смесь. Поскольку же
общий объем камеры здесь не разделен на 1
зоны горения и смешения и весь воздух	? 5
подается через фронтовое устройство, коэф-
фициенты избытка воздуха при горении будут повышенными, опре-
деляясь полным расходом воздуха. Образующаяся очень бедная
смесь (асм си 2-4-34-5) устойчиво сгорает за короткое время
в микрофакельном фронте и дает минимальный выход токсичных
компонентов при высокой полноте сгорания. Значительные избытки
воздуха в рабочем объеме позволяют получать малую токсич-
ность газов даже при высоких (до 980—1080 К) температурах по-
ступающего в камеру воздуха, что характерно для ГТД с регенерато-
ром или при наличии высоких степеней повышения давления в
компрессоре. Рост температуры воздуха перед камерой улучшает
подготовку и сам процесс выгорания горючей смеси.
Примеры разработки и доводки малотоксичных камер сгорания.
На Горьковском автомобильном заводе создан ряд газотурбинных
двигателей с регенератором мощностью 95—450 кВт для различных
автомобилей. Одна из исходных конструкций индивидуальной ка-
меры сгорания, работающей на керосине и дизельном топливе, имеет
схему, представленную на рис. 93, а. Концентрация оксидов азота
в продуктах сгорания за этой камерой превышала 200 млн-1. В одной
из последних моделей реализован принцип гомогенной камеры. Здесь
Рис. 93. Малотоксичные камеры сгорания автомобильного ГТД Горьковского авто-
мобильного завода
185
Рис. 94. Зависимость ХОЛ--/ (GB; аг) при qr— 0,995:
/ - GB = 1,2 кг с; ’ - 6'в --- 1,5 кг с; 3 — 6В = 1,6 кг/с
(рис. 93, б) горючая смесь подготовляется
в объеме между верхней частью корпуса
и фронтовым устройством в потоке основ-
ной массы первичного воздуха, поступаю-
щего в зону горения. Коэффициент из-
бытка воздуха в смеси 1,64-2. Тем-
пература воздуха перед камерой (после регенератора) Тв = 873 К-
Для обеспечения пуска в холодных условиях при температуре
наружного воздуха Тн = 2534-243 К и гарантирования устойчи-
вой работы на частичных и переходных режимах в центре фрон-
тового устройства установлена пусковая (дежурная) центробежная
форсунка. Токсичность такой гибридной камеры сгорания при-
мерно в 10 раз меньше, чем исходной конструкции. Аналогичные ре-
зультаты были получены при установке в исходной конструкции
вместо центробежной воздушной форсунки-стабилизатора (рис. 93, в).
Результаты испытания этого варианта камеры показаны на
рис. 94 (сплошные линии), где выход NOX дан в зависимости от коэф-
фициента аг избытка воздуха в смеси, идущей через воздушную фор-
сунку в зону горения. Такая камера при установке во фронтовой ее
части микрофакельного устройства (рис. 93, г) имеет еще меньший
выход оксидов азота (рис. 94, штриховая кривая). Микрофакельное
устройство (см. рис. 93) представляет собой систему полых радиаль-
ных лопаток ,3 с перфорированными стенками и дифлектором 4 на
спинке для надежной стабилизации пламени. Внутрь лопаток топли-
вовоздушная смесь поступает из центральной трубы 2, куда топливо
подается по центральной заглушенной с торца трубке 1, имеющей
ряд радиальных отверстий.j
Газотурбинная установка ГТ-100-750 ПО ЛМЗ в исходном ва-
рианте основной камеры сгорания с простой центробежной форсун-
кой имела обычную для таких схем высокую эмиссию NOX (порядка
200—250 млн-1) и повышенную неравномерность температуры
газов за камерой 6	0,24-0,3. Для улучшения этих характеристик
была проведена серия испытаний ряда вариантов конструкций для
модернизированной установки ГТ-100-750 М. Для уменьшения вы-
хода оксидов азота и дымности в камере этой установки успешно
была применена воздушно-механическая форсунка А. Степени не-
равномерности температуры 6 и дымности D уменьшились
(рис. 95, б, прямые 1) при высоких значениях коэффициента пол-
ноты сгорания топлива щ и небольшом выходе оксидов азота. За-
висимость D от для камеры сгорания ГТД РД-ЗМ-500 для срав-
нения показана на рис. 95, б штриховой линией.
Дальнейшее улучшение ряда характеристик камеры удалось
получить после установки воздушной форсунки — стабилизатора Б
(рис. 95, а). Характеристики работы камеры сгорания с этой фор-
сункой показаны на рис. 95, б, в (линии 2). Эпюры температур
газа в зоне горения (рис. 95, а) показали, что в этом случае выгора-
186
Рис. 95. Характеристики работы камеры сгорания с воздушной форсункой-стабили-
затором
ние топлива (дизельное) заканчивается раньше и идет более рав-
номерно по сечению.
В настоящее время в любых конструкциях форсуночных уст-
ройств для улучшения их рабочих характеристик используют цик-
ловой воздух. Широкое распространение получили чисто воздушные
форсунки (рис. 93, в и 95, а). Преимущества форсунок такого типа
очевидны из многих исследований. Об этом, например, свидетель-
ствуют сравнительные испытания обычных центробежных двухсоп-
ловых форсунок и воздушных (рис. 96) на трубчато-кольцевых и
других камерах сгорания авиационных ГТД. Весь расход топлива
GT струями 1 подается при небольшом (до 0,2 МПа) избыточном дав-
лении через ряд каналов в первичную часть потока основного воз-
духа GB, идущего по внутреннему каналу форсунки, обтекая централь-
ный конус 2 (рис. 96, а) или стержень 4 (рис. 96, б), несущий
внутренний лопаточный завихритель 3. За форсунками образуется
топливовоздушная смесь с необходимой закономерностью содер-
жания топлива в воздухе.
Рис. 96. Воздушные форсунки
187
Рис. 97. Результаты исследования работы различных форсунок:
а — ау = 4,5, рп = 0,9 МПа; б — ау =6, Т„ = 600 К; в — Тк = 600 К; г — р„ = 0,8 МПа;
£>	ХЭ	* Г>
-------СО;----------D; XXX — NOX; ООО — НС
В результате исследований установлено, что форсунки, где рас-
пиливание осуществляется самим потоком воздуха, проходящим че-
рез камеру сгорания, имеют значительные преимущества перед
центробежными вследствие уменьшения всех вредных выбросов и
особенно дымления. Отмечено, что для улучшения пуска и получения
лучших срывных характеристик такие форсунки целесообразно
применять вместе с небольшой пусковой обычной форсункой, кото-
рая может работать и как дежурная. Уровень эмиссии вредных ком-
понентов в газах увеличивается незначительно. Примеры подобных
комбинированных форсунок показаны на рис. 96, в, г. Если в пер-
вой конструкции комбинированной форсунки для распыливания
топлива использован прямой воздушный поток, то во второй воз-
душные потоки закручены отдельными лопаточными завихрит-
лями 5 и 6.
Сравнительные данные по характеристикам работы камер сгора-
ния с центробежными форсунками (кривые 1), комбинированными
(кривые 2) и чисто воздушными (кривые 3) приведены на рис. 97.
Рост температуры воздуха Тв при входе в камеру сгорания всегда
полезен с точки зрения повышения коэффициента полноты сгорания
топлива, уменьшения выхода СО, НС и дымности, но выход NOX
будет увеличиваться. Как видно из приведенных характеристик,
выход токсичных компонентов в сравнимых условиях при исполь-
зовании воздушных форсунок гораздо ниже, чем при установке
188
центробежных. По выходу NOV эти форсунки сравниваются лишь
при значительных коэффициентах избытка воздуха (az >54-6) даже
при сравнительно невысокой температуре поступающего воздуха.
У центробежных форсунок при повышении давления воздуха
качество распиливания ухудшается из-за уменьшения рабочего
перепада давлений. По этой же причине, а также из-за увеличения
плотности воздуха уменьшается угол раскрытия топливного факела.
В результате ухудшается качество смесеобразования, уменьшается
дальнобойность форсунки и переобогащаются ближайшие централь-
ные части объема зоны горения, а следовательно, снижается пол-
нота сгорания топлива, увеличивается дымность и сажеобразование.
Правда, иногда последнего может и не быть благодаря специфике
взаимодействия зон образования и выгорания сажи. Так, например,
повышение давления воздуха обычно сопровождается и ростом его
температуры, интенсифицирующей подготовительные стадии и кине-
тику химических реакций.
При использовании воздушных форсунок оба фактора, а также
увеличение Тв и рв положительно сказываются на характеристи-
ках работы камеры, так как качество распиливания и смесеобразо-
вания здесь определяются скоростью воздушного потока в каналах
форсунки, которая связана со средней расходной скоростью wB
потока в камере сгорания. Зависимость дымности от коэффициента а2
избытка воздуха очень сильная для обычных форсунок, а у воздуш-
ных почти отсутствует и даже может несколько уменьшаться с ро-
стом а2 (рис. 97, д). Недостатком чисто воздушных форсунок может
быть сужение границ срывных характеристик, что видно на
рис. 97, в (кривая 3), здесь характерная скорость в каналах
форсунки 120 м/с и мелкость распиливания (средний эффективный
диаметр капель) в ее топливном факеле меньше, чем у центробежной
форсунки. Излишняя гомогенизация и однородность смеси резко
ухудшила устойчивость горения при значительном обеднении смеси
(а2 > 30). Этого не произойдет, если скорость воздуха в каналах
форсунки не будет превышать 50—70 м/с.
Для повышения экономичности и снижения уровня токсичности
уходящих газов авиационных ГТД, имеющих высокие степени повы-
шения давления воздуха в компрессоре, было предложено использо-
вать большое число модульных головок (по существу воздушных
форсунок) в составе фронтового устройства камеры, схема которой
дана на рис. 98, а. Конструкция отдельного модуля показана на
рис. 98, б. Модульная конструкция камеры — многогорелочная
с предварительным хорошим смесеобразованием, причем большая
масса воздуха идет непосредственно через фронт, определяя значи-
тельный коэффициент избытка воздуха аг > 1,34-1,5. Ее схема
близка к схеме микрофакельного устройства. Такая камера может
работать с низким уровнем вредных выбросов вследствие невысокой
температуры в зоне горения и малого времени пребывания в ней:
1—2 мс вместо обычных 4—6 мс. Результаты экспериментального
исследования модульной камеры показали пониженный уровень ее
токсичности.
189
Рис. 98. Малотоксичная камера сгорания
Большой цикл исследований был проведен с натурными кольце-
выми камерами сгорания серийных двигателей JT9D, а также их
различными модификациями. Эти камеры, обладая на расчетном ре-
жиме удовлетворительными показателями по полноте сгорания
топлива, равномерности поля температуры газов, характеристике
срыва пламени, совершенно не удовлетворяли нормативным требова-
ниям по токсичности.
Исходная конструкция серийной камеры сгорания турбореак-
тивного двухконтурного двигателя JT9D-7 длиной 600 мм, имеет
длину зоны горения 450 мм. При давлении воздуха перед камерой
примерно 2,4 МПа его температура составляет приблизительно
770 К. Расчетная температура газов за камерой 1490 К. Потери пол-
ного давления составляют 6 % при полноте сгорания топлива т]г —
— 91-4-99,5 % и степени неравномерности поля температур газа
за камерой 30 %.
Для улучшения характеристик работы, в основном по токсичности газов, кроме
варианта конструкции с модульным фронтовым устройством были исследованы схемы
двухзонных камер с последовательным расположением зон и с предварительным
смешением топлива и воздуха (рис. 99). В камере с последовательным расположе-
нием зон горения на режиме малой мощности в основную вторую зону топливо не
поступает. Работает только первая зона горения, куда топливо подается центробеж-
ными форсунками, установленными в центре лопаточного завихрителя фронтового
устройства. С повышением нагрузки топливо главными форсунками начинает по-
даваться и в основную зону. Организация последовательно двух зон горения помо-
гает оптимизировать параметры работы, а вследствие этого и характеристики ка-
меры на крайних по нагрузке режимах.
В обычных камерах сгорания с одной зоной горения высокая эффективность
рабочего процесса, обеспечивается в области расчетного режима, а, например, при
малых нагрузках качество горения резко ухудшается, полнота сгорания топлива
уменьшается иногда до 88—93 %. Это происходит из-за резкого изменения состава
(обеднения) смеси, ухудшения качества распыливания и перемешивания топлива
вследствие снижения перепада давлений, при котором топливо вводится в воздуш-
ный поток зоны горения. При форсировке по нагрузке рабочего объема процесс горе-
ния улучшается, но существенно возрастает выход оксидов азота в связи с ростом
температуры в зоне горения.
В двухзонной камере можно исключить некоторые из отмеченных недостатков.
Последовательное расположение зон позволяет использовать зону малой мощности
как дежурную и увеличить избыток воздуха в основной зоне, уменьшая тем самым
выход NOx. Кроме того, подавая основное топливо в конце зоны малой мощности
190
в поток выходящих из нее горячих газов, можно за счет предварительного подогрева
и испарения сократить время пребывания смеси в основной высокотемпературной
зоне, а тем самым и выход оксидов азота.
Для обеспечения предварительного достаточно качественного смесеобразования—
гомогенизации смеси, была разработана двухзонная камера с предварительным сме-
шением топлива и воздуха перед входом и в основную зону горения, и в зону малой
мощности (рис. 99). Форсунки зоны малой мощности 1 и основной зоны 5 соот-
ветственно подают топливо в каналы предварительного смешения 2 и 4, после чего
горючая смесь направляется к перфорированным коническим стабилизаторам пла-
мени 6 и 7. Пуск камеры проводится пусковыми устройствами, стоящими за пори-
стыми вставками 8 в кольцевых стабилизаторах обеих зон. Как показали исследова-
ния, уже на первом этапе работ такие конструкции имели значительно меньшие
эмиссии вредных веществ по сравнению с серийной камерой двигателя JT9D-7.
На режиме малой мощности самые лучшие результаты показала двухзонная камера
с предварительным смешением топлива и воздуха. Выход СО и СН составлял соот-
ветственно 55 и 75 % допускаемого нормами. Двухзонная с последовательным рас-
положением зон камера по выделению этих соединений соответствовала нормам.
Модульная камера на повышенных режимах работы также удовлетворяла нормам
по выбросу СН и СО, но на режиме малой мощность по результатам была близка
к серийной камере. На режиме взлета (максимальная нагрузка) ни одна из моделей
камер, исследованных на первом этапе работ не соответствовала нормам по эмиссии
оксидов азота, однако лучшие данные были у двухзонной камеры с последовательным
расположением зон и модульной.
Эмиссия NOx в газах за этими камерами уменьшилась более чем на 60 % по
сравнению с эмиссией в исходной серийной камере. Отдельные варианты исследован-
ных моделей несколько отличались характеристиками своей работы, все они под-
твердили предварительные расчетные данные. После дополнительных иссле-
дований были получены следующие результаты эмиссии токсичных веществ у разных
типов конструкций (табл. 5).
В качестве основы для дальнейшей доработки был принят один из вариантов
двухзонной камеры с последовательным расположением зон горения.
Близкие к рассмотренным результаты были получены при доводке исходного ва-
рианта кольцевой камеры сгорания серийного двигателя CF-50C (рис. 100, а).
Полная длина камеры с диффузором 760 мм, длина зоны горения 348 мм, средняя ус-
ловная скорость потока wCp — 26 м/с. Потери полного давления в самой камере
4,3—6 %. Неравномерность поля температуры газов 6=264-30%, коэффициент
полноты сгорания топлива т)г= 99 %, а минимальный 95 %. Температура воздуха
перед камерой сгорания на режиме взлета близка к 823 К, а на крейсерском 733 К.
Температура газов за камерой на взлете 1586 К, на крейсерском режиме 1450 К,
Рис. 99. Схема малотоксичной камеры сгорания авиационного двигателя JT9D
191
5. Уровень эмиссии выбросов за цикл, г/кг
Камера двигателя JT9D сгорания	NO.V	со	СН
Нормы (США) Серийная Двухзонная с предварительным смешением Двухзонная с последовательным расположением зон	3	4,3	0,8 4,9	10,8	4,2 2,6	4,4	0,9 2,2	6,5	0,3		
что определяет общие коэффициенты избытка воздуха на этих режимах соответ-
ственно 2,9 и 3,3. Жаровая труба имеет фронтовое устройство с 30 центробежными
форсунками 1, расположенными в центре регистров. Пуск камеры осуществляется
с помощью электрической свечи 2.
Серийная камера двигателя имеет вполне удовлетворительные характеристики
работы за исключением показателей выбросов токсичных продуктов и полноты сго-
рания топлива на режимах малых нагрузок. В специальных исследованиях, направ-
ленных на снижение вредных выбросов, использовались модульный тип конструкции
и другие типы, близкие к только что рассмотренным. Особого внимания заслуживает
двухзонная радиально-осевая камера сгорания и двухъярусная. В этих вариантах
камер стремились объединить преимущества рассмотренных двухзонных типов кон-
струкций камер. В зону малого газа радиально-осевой двухзонной камеры топливо
подается центробежной форсункой вместе со спутным потоком воздуха, закручивае-
мым лопаточным завихрителем. Образующая топливовоздушная смесь сгорает за
фронтовым устройством зоны малого газа. При повышении нагрузки начинается
подача топлива и главными форсунками в канал предварительного смешения, от-
куда, обтекая V-образные стабилизаторы, топливовоздушная смесь поступает в ос-
новную зону горения. Факел горящего топлива в зоне малого газа способствует ста-
билизации пламени и полноте сгорания обедненной смеси в основной зоне горения.
д)
Рис. 100. Схемы камер сгорания авиационного двигателя CF-50C
192
В двухъярусной камере (рис. 100, б) обе зоны могут работать параллельно.
На малых нагрузках включают только внешний контур — зону малого газа — с по-
дачей топлива через форсунки 2. С ростом нагрузки, как и у других камер, работают
обе зоны, причем главная часть топлива подается в основную зону горения форсун-
ками 1. Воспламенение смеси производится от электрической свечи 5. По дымности
серийная камера сгорания удовлетворяла, нормам (D = 13 вместо 15). Эмиссия
же основных токсичных компонентов значительно превосходила допустимую:
по выбросам NOX (на взлете) двигатель имел 35 вместо 10 г/кг; по СО и СН (малый
газ) соответственно 73 и 30 г/кг вместо 20 и 4 г/кг.
Лучшие результаты были получены на радиально-осевой двухзонной и двухъ-
ярусной камере. Так, у первой из них эмиссия NO.V (взлет) не превышала 14 г/кг,
СН всего 2 г/кг и СО примерно 38 г/кг. У двухъярусной камеры эти показатели были
следующие: NO.V— 17 г/кг; СН— 10 г/кг и СО — 42 г/кг. В ходе дальнейших
работ выход этих компонентов удалось уменьшить еще: в радиально-осевой камере
NOX — 7,9; СН — 0,3 и СО — 24 г/кг; а в двухъярусной камере NO.V — 7,2; СН — 2
и СО — 21 г/кг.
Следует отметить, что варианты камер, имеющие данный уровень эмиссии вред-
ных веществ, несколько уступали исходной камере серийного двигателя по характери-
стикам срыва пламени, нагарообразованию и ресурсу работы. Все это свидетельствует
о необходимости совершенствования конструкций, удовлетворяющих всем совре-
менным требованиям.
Пример определения основных параметров и размеров камеры сгорания. Опре-
делим основные параметры и размеры камеры сгорания локомотивного ГТД. Исход-
ные данные для расчета следующие:
1)	расход воздуха ГТД Gb2 = 28 кг/с;
2)	давление воздуха перед камерой сгорания рв~ 0,6 МПа;
3)	температура воздуха перед камерой сгорания Тв — 509 К;
4)	температура газов за камерой сгорания Тг = 1103 К,
5)	топливо-мазут флотский (малосернистый) Ф-12.
Температура подогрева топлива перед форсункой Т t = 393 К- Элементарный состав
топлива по рабочей массе: Ср = 84,7 %, Нр = 10,36 %, Sp = 0,97 %, (Ор + Np) ~
« Ор = 0,77 %, Ар = 0,20 %, Гр = 3 %.
Схема расчета. Предварительно находят параметры, определяющие горение
1 кг топлива. Низшая теплота сгорания Qp = 81 Ср 4* 246 Нр — 26 (Ор — Sp) —
— 6U7p = 39 400 кДж/кг.
Стехиометрическое количество воздуха
То - 0,1149Ср Д 0,3448Нр Д 0,0431 (Sp - Ор) 13,3 кг/кг.
Количество, состав и теплоемкость чистых продуктов сгорания при аг = 1:
количество чистых продуктов сгорания
I' - 0,0185 (Ср Д 0,37Sp) = 1,572 м3/кг; =-- 0,506 м3/кг;
KU2	KU2
=- 0.615L + 0,008Np = 8,185 м3/кг; = 0,799 м3/кг;
ГЧ 2	О	1N 2
КН;0 -- 0,0124 (9Нр Д Ц7р) Д (1/„20)в = 1,272 м3/кг; иню = 1,246 м3/кг,
где (ГНгО)в= 0,001LodB= 0,001-13,30-6 = 0,0798 м3/кг.
Масса чистых продуктов сгорания при сгорании 1 кг топлива G4 п —	=
= 14,30 кг;
средняя массовая теплоемкость чистых продуктов сгорания при р = const
(с'р)ч. п ~ У (cp)z ri>
где г/ — массовая доля каждого компонента;
средняя массовая теплоемкость воздуха берется из таблиц.
1.	Определяем общий коэффициент избытка воздуха по выражению (75): од =
— 4,57. При этом коэффициент полноты сгорания топлива принимаем т]г = 0,990.
2.	Находим общий расход топлива GT = 3600Св2/(од£о) = 1658,4 кг/ч.
1/г7 Пчелкин ю. м.	193
3.	Определяем площадь поперечного сечения жаровой трубы камеры сгорания^
Общая площадь поперечного сечения жаровой трубы	“Д- га^л-
принимаем аг = 1,6, щг =-- 11 м/с, Н — 755 кДж. (м3- ч-Па).
Тогда расход первичного воздуха GIS = a G[)v;av = 9,82 кг/с. Удельный объем
воздуха (по его параметрам перед камерон сгорания) vB = RTB/pB -- 0,25 м3/кг.
Следовательно, FH;V = 9,82-0,25/11 = 0,2234 м2.
4.	Выбираем тип конструкции камеры сгорания. Учитывая назначение ГТД,
для упрощения экспериментальной доводки камеры и ее эксплуатации выбираем
схему конструкции секционного типа. Для удобства компоновки двигателя и полу-
чения оптимальных размеров (по миделю) камеры сгорания и остальных узлов ГТД
выбираем число отдельных камер в блоке п = 6. Тогда расход воздуха в каждой
камере блока GR ^в^п ~ 4,66 кг/с. Расход первичного воздуха в отдельной ка-
мере Gj = G^n ~ 1,635 кг/с и внутренний диаметр жаровой трубы (F,K = F.];2/n)
= 0,218 м.
5.	Находим основные размеры камеры сгорания. В соответствии с принятой
теплонапряженностью И — GTQP'Hr/lz?hpB = 755 кДж/(м3• ч• Па) объем жаровой
трубы и полная ее длина /?к -- 0,64 м. При этом общая длина корпуса камеры
сгорания с патрубками может быть равна 770 мм. Определившееся отношение LrK/d-M =
~ 2,94. Принимая толщину стенки жаровой трубы — 2 мм и скорость ш2 = 55 м/с
по расходу воздуха Gn -~-GB — Gj — 3,025 кг/с находим диаметр корпуса камеры
сгорания DK = 282 мм.
§ 15. ТОПЛИВНАЯ СИСТЕМА ГТД
Топливоподающая система должна обеспечить хранение заданного
запаса топлива и его подачу при соответствующих параметрах в оп-
ределенные части рабочего объема камеры сгорания в количестве,
необходимом двигателю на данных режимах работы.
Система подачи жидкого топлива
Простейшая принципиальная схема топливной системы авиацион-
ного ГТД представлена на рис. 101. Топливный бак 1 (условно еди-
ный) обеспечивает заданное время работы двигателя на расчетной
нагрузке. Он, как правило, разделен на несколько отсеков, рас-
положенных в различных частях самолета. Из любого из них пере-
ключением кранов топливо можно забирать подкачивающим насо-
сом 2. На входе в насос обычно устанавливают фильтр предваритель-
ной очистки топлива. Затем топливо по трубопроводу проходит
кран 3 аварийной (пожарной) отсечки, фильтр 4 грубой очистки
и поступает к насосу 5 низкого
давления (ННД). В зависимости
от сопротивления последующей
части системы и расхода часть
топлива через перепускной кла-
пан 6 возвращается на всасы-
вание насоса 5. Остальное ко-
личество топлива во время пус-
ка двигателя при открытом
Рис. 101. Схема топливной системы ави-
ационного ГТД
194
Рис. 102. Схема топливоподающей системы стенда для испытаний камер сгорания
клапане 10 направляется к пусковым форсункам И, на входе в
которые установлены фильтры тонкой очистки. После пуска камеры
клапан 10 закрывается и топливо от насоса 5 проходит основ-
ной фильтр 8 тонкой очистки топлива и насос 7 высокого давления
(НВД). Пройдя распределительный клапан 9, топливо через коллек-
тор распределяется по ступеням рабочих двухканальных цент-
робежных форсунок 12. В зависимости от нагрузки двигателя часть
топлива от клапана 9 перепускается к насосу 7.
Насос высокого давления обычно приводится в движение от вала
двигателя. Насос низкого давления имеет отдельный электрический
привод от бортовых аккумуляторов, после пуска двигателя он
приводится от электрогенератора.
В качестве НВД часто используют шестеренные или плунжерные
насосы, а в качестве ННД — шестеренные, роторные, роторно-
вращательные и др. Фильтры применяют сетчатые, щелевые, фетро-
вые, сетчато-бумажные, резьбовые и т. д.
Стационарные и транспортные ГТД, работающие на тяжелом
жидком топливе типа мазута, имеют в топливоподающей системе
несколько дополнительных элементов. На рис. 102 показана схема
одного из вариантов системы заводского стенда для испытаний
камер сгорания, работающих на мазуте. На стенде предусмотрена
установка одновременно двух камер сгорания 25 и 26, сжигающих
мазут, и одной камеры 10, работающей на керосине. Последняя
может использоваться и как вспомогательная для подогрева воз-
духа, идущего в другие камеры. Система топливоподачи включает
баки 1 и 2 для мазута, 3 для дизельного топлива и 4 для керосина.
Топливо в баки подается из цистерн насосами 7—9.
195
Пусковая система камеры 10 имеет блок зажигания с электриче-
ской свечой и пусковой форсункой. Керосин подается насосом 11
и по пути от бака к форсунке проходит фильтры 13 грубой очистки и
12 тонкой очистки. Регулировочный клапан 19, расположенный перед
форсункой, часть топлива направляет обратно на всасывание к ше-
стеренному насосу 11, обеспечивающему давление топлива 0,2—
0,3 МПа. К рабочей форсунке топливо, проходя фильтр 14 грубой
очистки, подается насосами 6 низкого давления и 15 высокого дав-
ления, за которым расположен фильтр 16 тонкой очистки. Часть
топлива за насосом 15 через клапан 20 перепускается обратно
на всасывание насоса 15.
Для измерения расхода керосина используется штихпробер 29.
В камерах 25 и 26 сжигается мазут, предварительно подогревае-
мый в баке 1 или 2 до 303—333 К от змеевика, по которому пропу-
скается пар. Подогрев необходим для обеспечения легкого прока-
чивания топлива насосом 17 через фильтр 18 грубой очистки и часть
трубопроводов до насоса 27 высокого давления. В зависимости
от нагрузки часть топлива через клапан 23 направляется обратно
на всасывание насосом 27, а остальное перед поступлением в фор-
сунку дополнительно подогревается до 373—423 К в электрическом
подогревателе или в паровом.
Клапаны 22 отключают подачу топлива в том случае, если ра-
ботает только одна камера. Затем топливо проходит фильтр 21
тонкой очистки и поступает к первой ступени форсунки, а при по-
вышении нагрузки и соответственно давления топлива, через клапан
24 ко второй ступени двухступенчатой центробежной форсунки.
Для измерения расхода топлива используется расходный бак,
установленный на весах 28, из которого во время замеров топливо
подается к насосу 27. Перед отключением подачи топлива и останов-
кой камер сгорания систему необходимо освободить от мазута во
избежание его застывания в системе. Для этого перед остановкой
камеру переключают на питание дизельным топливом из бака 3.
Через некоторое время, выработав оставшийся в системе мазут
и заполнив ее дизельным топливом,' можно останавливать установку.
Последующий пуск камер происходит, таким образом, на дизельном
топливе, а затем систему переключают на работу от одного из баков
с мазутом. Сливают топливо из баков и выпускают отстой с помощью
насоса 5.
Двигатель газотурбинного локомотива Коломенского тепловозо-
строительного завода имеет топливоподающую систему, принципи-
альная схема которой показана на рис. 103. Вместимость бака тя-
желого топлива (мазута) составляет 9 т, бак легкого топлива вмещает
200 кг дизельного топлива. Перед форсунками мазут подогревается
до 393 К паром, который поступает от специального котла: в основ-
ном баке до 303—313 К, в первичном подогревателе 5 до 330—355 К
и в основном подогревателе 9 до 393 К- Фильтры грубой и тонкой
очистки дублируются с тем, чтобы обеспечить их очистку без останова
ГТД. Шестеренные насосы имеют перепускные клапаны, которые
не допускают излишнего повышения давления в системе,
196
Рис. 103. Схема системы топливопода-
чи ГТД локомотива:
1 — устройство для отбора топлива; 2 —
бак для мазута; 3 — переключатель; 4 —
бак для легкого (пускового) топлива; 5
и 9 — подогреватели топлива; 6 — насос
низкого давления; 7 — фильтр грубой очи-
стки топлива; 8 — насос высокого давле-
ния; 10 — фильтр тонкой очистки; 11 — ре-
гулятор температуры; 12 — регулятор дав-
ления; 13 — клапан системы регулирова-
ния; 14 — отсечной клапан; 15 — регули-
ровочный клапан; 16 и 17 — коллекторы
двух ступеней форсунок; 18 — рабочие
форсунки
Элементы систем подачи жидкого топлива. Баки основного топ-
лива стационарных ГТУ рассчитаны обычно на 20—25 ч работы.
При использовании мазута они имеют, например, электрические обо-
гревательные устройства или змеевикового типа с передачей теплоты
от пара или отработавших газов двигателя. Уровень топлива в баке
определяется по высоте столба воды, вытесненной из бачка в про-
зрачную трубку со шкалой.
Бак наполняется топливом через патрубок, топливо подогревается паровым
змеевиком. При изменении уровня топлива на величину А/гт уровень воды в мерной
трубке изменится на величину А/гв, причем рт A/iT = рв A/iB. Следовательно, ко-
личество израсходованного топлива
бт = ГртА/гт = FpBA/zB,
где F — площадь поверхности топлива в баке; рт и рв — плотности соответственно
топлива и воды.
Фильтры тонкой очистки должны удерживать частицы размером более 0,07—
—0,08 мм. Эти фильтры бывают сетчатые, чаще пластинчатые или с набивкой из
волокнистых или пористых материалов.
Ведущая шестерня шестеренного насоса такая же, как ведомое колесо, она при-
водится во вращение от вала ГТД или от электродвигателя. Топливо перемещается
из полости всасывания в полость нагнетания при вращении обоих колес, заполняя
впадины между зубьями. Если их число у каждого колеса г, а объем одной впадины V,
то теоретическая минутная подача насоса (в м3/мин)
Qt. п — 2гпК,
где п — частота вращения вала насоса. Объем V равен произведению сечения зуба
на его ширину. Из-за утечек топлива в зазоры между зубьями колес и между зубьями
и корпусом действительная подача <3д— фг.пП- Объемный КПД т] для насосов боль-
шой подачи достигает 0,8—0,9, а для насосов малой подачи ц — 0,654-0,75. Л!ощ-
ность, потребляемая насосом, может быть определена из выражения
А^л = 16,35(2др/т]н,
гДе *2д — действительная объемная подача насоса, м3/мин, р — давление топлива за
насосом, МПа; тщ — КПД шестеренного насоса, обычно т]н = 0,554-0,74.
Для подогрева топлива целесообразно использовать и теплоту уходящих из дви-
гателя газов.
Конструкции и расчет форсунок. В ГТД применяются различные
форсуночно-горелочные устройства. Так, например, для распыли-
вания жидкого топлива широкое распространение получили центро-
бежные форсунки. Простейшая схема ее показана на рис. 104. В ка-
меру закручивания 1 топливо со скоростью w0 поступает по танген-
7 Пчелкин Ю. М	197
Рис. 104. Схема одноступенчатой центробежной форсунки:
а — схема течения потока топлива; б — схема конструкции форсунки
циальным каналам 2 длиной /в и радиусом гв. Затем через выход-
ное сопло 3 радиусом гс оно в виде вращающейся конической рву-
щейся на отдельные капли пелены 4 с углом при вершине £т, вводится
в камеру сгорания. Система расчета простейшей одноканальной
форсунки для идеальной несжимаемой жидкости была предложена
Г. Н. Абрамовичем. Пусть 7? определяет расстояние от оси камеры
закручивания до оси тангенциальных каналов, подводящих топливо
в камеру. Скорость топлива, втекающего через эти каналы
w0 = GTyT/(nnrB),	(103)
где GT — секундный расход топлива; от — удельный объем топлива;
п и гв — число и радиус входных тангенциальных каналов.
Скорость w0 одновременно является окружной скоростью (tou)B
струйки топлива, движущейся на радиусе R от оси в камере закру-
чивания. Момент количества движения частицы жидкости относи-
тельно оси камеры должен оставаться неизменным и равным началь-
ному значению:
w0R = wur,	(104)
где wu — тангенциальная составляющая скорости любой частицы;
г — расстояние от оси до частицы, движущейся внутри камеры
закручивания и сопла.
Течение жидкости будет безвихревым, так как отсутствует вра-
щение частиц вокруг своих осей. Из выражения (104) формально
следует, что при уменьшении текущего радиуса г скорость wu
должна увеличиваться до бесконечности. В действительности
рост wu ограничен. Согласно закону сохранения энергии (в форме
уравнения Бернулли)
Рг 0,5ц?1 (w2u -ф w2a) — р*о,	(105)
wa — осевая составляющая скорости потока топлива в сопле;
р*о — полное (избыточное) давление топлива перед входом в фор-
сунку; рт — местное статическое давление топлива в сопле.
Действием силы тяжести можно пренебречь, так как давление
топлива относительно велико. Из выражений (104) и (105) следует,
что при г -> 0 скорость wu -> + оо, а рг —> —оо, это физически не-
198
возможно, так как в жидкости не могут возникать усилия растяже-
ния. В действительности по мере приближения к оси сопла (уменьше-
нии г) скорость wu растет до тех пор, пока одновременно уменьшаю-
щаяся величина рт не станет равной давлению среды, в которую
впрыскивается топливо. Затем давление рт уже не меняется, так как
ближе к оси сопла топлива нет, сюда через сопло форсунки поступает
газ (воздух), образуя осевой воздушный шнур радиусом гш. Таким
образом, на радиусе гш давление топлива рт = (pT)m = 0. Следова-
тельно, в сопле топливо движется по кольцевому сечению площадью
F = n{r[ — Гщ) = срлг1,
где ф = 1 — (гш//'с)2 — коэффициент заполнения поперечного сечения
сопла.
Ниже будет показано, что радиус центрального воздушного шнура
несколько меняется по направлению оси от глухой стенки камеры
закручивания к выходному сечению сопла. Для характеристики те-
чения по соплу форсунки найдем распределение давления по его
сечению, используя условия, определяющие движение закрученного
потока. Рассмотрим элемент кольца жидкости с внутренним радиусом
г и наружным (г + dr). Длина дуги кольцевого элемента dl = rdQ
(где dQ — элементарный центральный угол). Ширину кольцевого
элемента примем равной единице. Центробежная сила должна урав-
новешиваться разностью давлений на внутренней и наружной по-
верхности кольца, т. е.
\-dbdpT = (wyr)dm,	(106)
где масса элемента dm = p^dr-dl-1.
Так как по закону сохранения момента количества движения
wu — (г^и)шгш/'“, уравнение (106) можно представить в виде dpr =
= ртЛш (^и)ш drlr3. После интегрирования получим
рт = — 0,5г~2р/ш (шы)щ 4- const.
Постоянную интегрирования определим из условия, что на гра-
нице воздушного шнура (г '= гш) избыточное давление топлива
(Рт)ш = 0, т. е. const = 0,5рт (доц)ш. Следовательно, общее выражение
для распределения давления в поперечном сечении сопла будет
следующим:
Рт = 0,5рт [(^ы)ш — w2ul-	(Ю7)
Подставив (107) в уравнение (105), найдем осевую составляющую
скорости потока по сечению сопла
wa = У 2wTp*0 - {wu)2ш•	(108)
Отсюда следует, что wa = const по сечению сопла форсунки.
Зная wa, объемный секундный расход топлива через форсунку мо-
жно подсчитать так: QT = nrl<pwa. Величина (суы)ш = w0R/rm, а
из уравнения расхода w0 — QT/(nrcrl). Таким образом,
QT = лгсф]/"2утРто - $/?2/(Л2г4вг2ш).
7*
199
Откуда
* Q.
^тРт0 = -~
л г С
Из выражения для ср определяем отношение [гс/гш)2 — (1 — ф)-1-
Обозначим 7?7с/(м2Гв)	А2. Величина А называется геометрической
характеристикой центробежной форсунки. После подстановки по-
лучим
2	____ _______________
QT = '/~=^=С "=т=~ V2и^*0 =	2итрго. (109)
У 1 — ф
Массовый расход
GT = лг?ц|/"2рто/ит = лг?1п]/"2ртА'т0.	(ИО)
/1 / Д2 Г
Величину р = I у у——— ~q?) называют коэффициентом
расхода форсунки. При изменении <р коэффициент р принимает мак-
симальное значение. Для малых ср значение р небольшое, так как
площадь сечения струи незначительная. Величина р уменьшается и
при очень больших занчениях <р, так как при этом радиус гш мал
и значительная часть энергии затрачивается на достижение больших
тангенциальных скоростей, что обусловливает снижение wa. Устой-
чивый процесс истечения получается при ртах (максимальном рас-
ходе). Значение <р, при котором р = ртах, можно получить дифферен-
цируя выражение р, по ср и полагая d\\,ldy — 0. Тогда А = У 2 (1 —
— <р)/((руЛср). После подстановки А в выражение для р получим
Hmax = V<Р3/(2 — <р). При изменении А от 0 до оо коэффициент р
меняется от 1 до 0. На рис. 105, а приведены зависимости р, <р
и угла раскрытия топливного конуса 0Т от геометрической характери-
стики А. Здесь же показана зависимость от величины А относитель-
ных радиусов воздушного шнура: на длине камеры закручивания
гШ1 = гш1/гс; на длине сопла гш2 = гшг/гс и на выходном срезе сопла
г'ш9 = гшз1гс. На выходе из сопла
форсунки давление по сечению
Gr м
Рис. 105. Характеристики работы центробежной форсунки
200
струи (если не учитывать сил поверхностного натяжения) неизменно
и равно давлению в среде, в которую впрыскивается топливо. Избы-
точное давление в сопле форсунки преобразуется на выходе в ско-
ростной напор, за счет которого осевая составляющая скорости струи
увеличивается, причем неравномерно по сечению. На границе воз-
душного шнура она будет иметь наименьшее значение, а на перифе-
рии сопла — наибольшее. Однако при течении несжимаемой жидко-
сти рост осевой скорости при неизменном расходе должен сопрово-
ждаться уменьшением площади поперечного сечения потока; при
этом коэффициент расхода не меняется. Наружный радиус воздуш-
ного шнура на выходе из сопла, таким образом, будет больше, чем
внутри камеры закручивания. Осевые составляющие скорости
на выходе из сопла можно получить из уравнения (105) при условии
равенства нулю статического давления топлива в струе (рт — 0).
Тогда
^ + ^ = 2утрто-	(111)
Аналогично выражению (104) wu = Rw0/r, а так как
ау0 = QT/(njTrl) — лГсЦ]/"2vTp*0 / (/гл/*в),
то
=а У^
Подставив а'и в уравнение (111), получим
Ша = К1 “ ^2B2fc/^l/’2ут/?т0.	(Н2)
Следовательно, с ростом г повышается wa. Угол |3Т раскрытия
топливного факела, выходящего из сопла форсунки, определяется
отношением wjwa, а оно изменяется по радиусу. На границе возду-
шного шнура угол рт больше, чем на периферии сопла: (|3Т)Ш >
> (Рт)пер- Принято определять средний угол |3Т по скоростям на
среднем радиусе живого сечения струи: гср = 0,5 (гс + гш) =
= 0,5rc (1 + е), где е = гш/гс.
Тогда
tg 0,5рт = (щм/ша)ср.	(113)
Используя общие выражения wu и ша, можно получить
(®«)СР = У2итЛ0 И
(«-«и=у 1 +	у 2vA>-
Следовательно,
tg 0,5 |3Т = v==Jd=.	(114)
&	К(1+е)2—4^24?	7
201
Рис. 106.
К расчету
центробеж-
ной форсун-
ки
Приведенный анализ, основанный на рассмотрении модели иде-
альной жидкости, может быть использован и для приближенных
практических расчетов. Однако течение реальной жидкости (вяз-
кой) отличается от течения в идеальной форсунке. Потери энергии
возникают во входных тангенциальных каналах (Дв), в камере за-
кручивания (Дк), в сопле форсунки (Дс), а также при трении о стенки
каналов (Дт).
Особенности течения топлива на входе в камеру закручивания и в сопловой
части заметно влияют на гидравлические характеристики форсунки р. и 0Т. Вслед-
ствие вязкости топлива на стенках каналов проявляются силы трения, подтормажи-
вающие поток. Момент сил трения уменьшает момент количества движения потока Af4,
который на входе в сопло (сечение 4—4) будет меньше, чем на входе в камеру закру-
чивания (рис. 106, а, сечение 1—1). Это обусловливает уменьшение радиуса
воздушного шнура гш в сопле и на выходе из него Гщ, а также по длине камеры за-
кручивания, в частности значительно уменьшая гШ1 на глухой стенке камеры (до
гш1)- В результате сужения воздушного (газового) шнура живое сечение потока топ-
лива растет, увеличивается и коэффициент расхода, но с падением скорости течения
уменьшается угол раскрытия топливного факела 0Т. Таким образом, в реальном по-
токе (Рт)р будет меньше 0Т при течении идеальной жидкости, а расход (GT)p будет
больше GT идеальной форсунки.
Гидравлические потери во входных тангенциальных каналах, в камере закручи-
вания и сопле реальной форсунки оказывают влияние в основном не на коэффициент
расхода, а на перепад давлений, при котором происходит действительное истечение
топлива из сопла форсунки. Следовательно, не изменяется и соотношение скоростей
wulwa, определяющее угол 0Т и радиус гш, а также взаимосвязь <р и Рт с геометриче-
ской характеристикой форсунки А. Сама абсолютная величина А и абсолютные
величины других параметров, естественно, будут другие.
Можно показать, что'при течении реальной жидкости в тангенциальных каналах
потери энергии связаны в основном с обтеканием входных острых кромок, а потери
на трение о стенки, если, как обычно, 1Ъ1<1Ъ = 1,54-4, относительно очень малы.
Перепад давлений во входных кромках Дрв = 0,5£BpTa>§. После преобразований,
аналогичных проведенным для идеальной форсунки, можно получить коэффициент
расхода с учетом реальности течения только в тангенциальных каналах:
Ив== + Ав) ’ (115)
где Дв = ^вЛ2/Сс.
202
Здесь
Сс= R/rc.	(116)
Относительная величина Сс определяет степень раскрытия сопла форсунки.
При А = const и больших значениях Сс (закрытые форсунки) гидравлические по-
тери во входных каналах уже незначительно влияют на коэффициент расхода фор-
сунки. С ростом Сс падает скоростной напор в каналах, поэтому, несмотря на воз-
растание коэффициента сопротивления £в, потери давления снижаются в связи с умен-
шением числа ReB = wodB/v. Для используемых на практике круглых тангенциаль-
ных каналов с острыми входными кромками (радиус скругления гк » 0,1 мм) при
углах наклона касательной к оси отверстия а = 504-70° (рис. 106, а) и относитель-
ных длинах каналов lJdB^ 1,54-4 экспериментальная зависимость £в = / (ReB)
дана на рис. 106, б.
После выхода из тангенциальных каналов в камеру закручивания струя жидко-
сти деформируется, обтекая по радиусу внутреннюю стенку. При этом среднее
расстояние струи от оси камеры Дд увеличивается (Дд > R) (рис. 106, а), повышая
исходный момент количества движения до значения Afi = Rnw0. Это приводит к
уменьшению коэффициента р. и росту (Зт. Возрастание начального момента количе-
ства движения может быть охарактеризовано коэффициентом деформации втекающих
струй о = R/Rtl. В расчетах реальных форсунок влияние деформации струй удобно
учитывать введением вместо геометрической характеристики идеальной форсунки А
действительной характеристики форсунки
Ад = Vc/W) = ^c/(WfB2)-	017)
При этом зависимость р и 0Г от величины Дд остается той же, что и от величины А
(см. рис. 105, а). Значение о определяется геометрией форсунки и в частности ве-
личиной В = R/rB (рис. 106, в). В ГТД обычно используются форсунки с камерами
закручивания постоянной высоты/г, у которых /к < 3dB. Здесь влияние трения можно
свести к уменьшению отношения	считая Л14 = Afi/(1 + 0). Причем
в-0,5Мд[(/?к/гс)-].	(118)
Коэффициент трения определяют по числу Re</= w^dlv, r&ed= dBy/ п (рис. 106, б).
Потери энергии в камере закручивания ДД = рт(ЗтДк/(2л2/-с). Причем
~ &7=Х’) + '^71п0’5(2еь_Хк)/1«с"]}’	(||9)
где 8Д = Ад -|- 0,5ХкСк и Св — RB/rc
Потери энергии появляются и на длине сопла форсунки особенно во входной
ее части. Они определяются коэффициентом сопротивления £с в сопле и величиной
Дрс = 0,5gcpT^,
где wc — осевая составляющая скорости в «критическом» сечении сопла, определя-
ющим расход вязкой жидкости.
Г	Qt
Скорость Wc =----— ,
где QT — объемный расход топлива.
,, 1
Можно считать рс----		-	----.
Здесь
Дс=Лс/ф.	(120)
203
Рис. 107. Схемы форсунок:
1, 3 — тангенциальные каналы; 2,4— камеры закручивания; 5 — сопло; 6 — каналы
3
Экспериментально установле_но, что Нс = 0,11 при ср = 90° (рис. 106, а) и £с =
= 0,16 при ф = 120°, величина рт = (Р-Г)р/Рт в основном зависит от 0 (рис. 106, в).
Реальный угол раскрытия топливного факела (Р-Г)р находят, определив предва-
рительно Рт в зависимости от Аэ по рис. 105, а. Эквивалентная геометрическая ха-
рактеристика А:) реальной форсунки при наличии потерь энергии (давления) ДЕ2
будет равна:
л _	_____________^Д________ (1 о п
Э 1+0	1 + 0,5 Мд [(ЯкМс)-- 1]‘	1	’
При этом
»==[)/г^ + ^-дх] ’	<122’
где Д2 Дс Ч- Дк + Дс.
Простая, одноступенчатая центробежная форсунка имеет гидравлическую ха-
рактеристику типа I (см. рис. 105, б), где 6,г ~ -р/ /7 * . Величина Р*о ограничена
напором насоса и редко превышает 7—9 МПа, поэтому диапазон изменения расхода
топлива получается небольшим. Надо иметь в виду, что при малых давлениях (для
керосина ниже 0,3—0,5 МПа, для дизельного топлива 0,6—0,9 МПа) качество распи-
ливания топлива становится неудовлетворительным. Следовательно, реальный диа-
пазон отношения расходов (GT)max/(GT)min = /(Рт^тах/^УпНп еще более СУ'
жается до 3—5.
В газотурбинных двигателях, особенно транспортных, как правило, необходимо
обеспечивать значительно большие отношения расходов: 10—20 и более. Для этого
требуются или системы с большим числом параллельно, по мере надобности подклю-
чаемых простых форсунок, или форсунки более сложной конструкции, например,
двухступенчатые одно- или двухсопловые (рис. 107, а) с регулированием подачи
топлива на неполных нагрузках частичным возвратом (перепуском) его обратно
в бак (рис. 107, б) и т. п.
204
В двухступенчатых форсунках топливо на малых нагрузках подается только
через первую ступень I, а на повышенных через обе ступени форсунки I и II. При
этом суммарная гидравлическая характеристика имеет видя—b—с—d (см. рис. 105, б).
В центробежных форсунках с регулируемым отводом топлива диапазон изменения
его расхода расширяется и за счет уменьшения допустимых значений	вслед-
ствие улучшения качества распыливания топлива на малых нагрузках. Через тан-
генциальные каналы 3 в камеру закручивания 4 постоянно подается поток топлива,
соответствующий расходу на полной нагрузке. В зависимости от режима работы
двигателя большая или меньшая его часть через каналы 6 и специальный клапан
отводится обратно на всасывание насоса. На всех режимах, даже когда через сопло 5
подается малое количество топлива, качество его распыливания остается хорошим,
так как в камеру закручивания поступает неизменный расход топлива и энергия
вращения потока не изменяется. Это позволяет снизить величину (p*°)min.
Имеются конструкции форсунок, в которых можно полностью отключать подачу
топлива в камеру сгорания не прекращая прокачивания его через форсунку, что важ-
но при работе на тяжелом жидком топливе, когда после выключения камеры сгора-
ния топливо может застыть в трубопроводах и затруднить последующий пуск.
Ряд преимуществ имеет комбинированная пневмоцентробежная форсунка, прин-
цип работы которой понятен из рис. 107, в. Использование даже незначительного ко-
личества сжатого воздуха, не превышающего расход топлива, позволяет резко улуч-
шить качество распыливания топлива форсункой и ее охлаждение.
Пример определения основных параметров и размеров центробежной форсун-
ки. Рассчитаем одноступенчатую центробежную форсунку с углом топливного факела
Рт = 60°. Исходные данные: расход топлива GT = 40,5• 10~3 кг/с; перепад давлений
Дрт = 3,6 МПа, топливо — керосин; плотность рт — 830 кг/м3.
Расчет. 1. Выбираем конструкцию форсунки, показанную на рис. 105, б. 2. По
рис. 105, а для угла рт — 60° находим геометрическую характеристику А = 0,9
и коэффициент расхода р = 0,461. 3. Из выражения для массового расхода топлива
(110) определяем диаметр сопла dc = 1,21- 10-3м, принимаем округленно dc = 1,2 мм.
4. Выбираем для форсунки в соответствии с величиной А число входных тангенциаль-
ных каналов п = 3 (обычно 2—4) и плечо закручивания (радиус /?, определяющий
положение входных каналов), обычно /? ж 2dc. Тогда R = 2-1,2 = 2,4 мм. 5. На-
ходим диаметр входных тангенциальных каналов = 2 УRrjinА) = 1,47 мм
округленно принимаем da = 1,5 мм. 6. Выбираем несколько дополнительных раз-
меров:
а)	диаметр камеры закручивания DK = 2 (/? + rn) = 6,30 мм;
б)	высоту h цилиндрической камеры закручивания, которая несколько больше
da, принимаем h = 1,8 мм;
в)	длину сопла /с (толщину передней торцовой стенки сопла) обычно прини-
мают 0,5dc, возьмем /с = 0,6 мм;
г)	длину входных тангенциальных каналов ZK 2dn принимаем /к = 3 мм.
Гидравлический расчет необходимо уточнить, учитывая округление найденных
размеров.
Система подачи твердого топлива
Экспериментальные исследования по сжиганию твердого топлива
в ГТУ выявили некоторые рациональные типы элементов аппара-
туры и самой топливоподающей системы. В пылеугольной камере
сгорания, показанной на рис. 80, для подачи топлива к форсунке
используется пылеподатчик сетчатого типа (рис. 108). Его ротор 1
вращается электродвигателем, в нижней части его имеется обод со
спицами 4, на которых укреплена металлическая сетка 5. Каменно-
угольная пыль 3 располагается над сеткой в бункере 2. Над выход-
ным отверстием установлена продувочная труба с конусом 6, по ко-
торой подается сжатый воздух для транспортирования угля. Слой
пыли, захватываемой вращающейся сеткой, выдувается сжатым воз-
205
Рис. 108. Схема пылеподатчика сетчатого типа
духом, и топливовоздушная смесь поступает
к форсунке. Подача топлива регулируется из-
менением частоты вращения ротора.
В схеме камеры сгорания для газотурбин-
ного локомотива мощностью 4,450 мВт в двух
секциях, работающего на пыли донецкого ка-
менного угля марки Г, основной воздушный
поток поступает к камере через верхний боко-
вой патрубок и делится на две части: одна часть
идет вверх к лопаточному завихрителю, дру-
гая —гвниз к смесителю. По длине телескопи-
ческой жаровой трубы расположены отверстия
для ввода первичного воздуха и кольцевые
щели для воздуха, охлаждающего обечайки. За-
жигание осуществляется воспламенителем,
имеющим электрическую свечу и форсунки
жидкого (пускового) топлива.
Каменноугольная пыль из сетчатого пылеподатчика потоком воз-
духа в пропорции (по массе) 1 : 1 поступает к форсунке, располо-
женной в центре фронтового устройства.
Камера работает с сухим шлакоудалением, его крупные куски
оседают в нижней части камеры. Рабочий газ с мелкими частицами
золы на выходе из камеры сначала попадает в ступень грубой очистки
жалюзийного типа, а далее в ступень тонкой очистки — турбоцик-
лон. Здесь задерживаются частицы размером более 20 мкм, а очи-
щенный газ поступает к турбине. Пылеподатчик 5 укреплен в верх-
ней части корпуса камеры, и давление внутри его бункера то же, что
и в камере сгорания. Ротор пылеподатчика приводится в движение
от электродвигателя. Топливо загружается в него с помощью конвей-
ера из промежуточного бункера, который также находится под дав-
лением.
Камера сгорания размещена в ГТУ первой секции локомотива,
имеет пылеподатчик с конвейером, по которому топливо подается
из промежуточного бункера, соединенного через клапанное устрой-
ство с расходным бункером. В расходный бункер вместимостью 4 т
топливо конвейером через второе клапанное устройство подается из
основного бункера вместимостью 15 т, расположенного на при-
цепном тендере. Расход топлива при работе установки на расчетной
нагрузке равен 1200 кг/ч. При загрузке промежуточного бункера
верхний клапан расходного бункера закрыт, и давление в нем под-
нимается до давления воздуха в камере; при этом открывается ниж-
ний клапан и топливо подается в промежуточный бункер. При за-
грузке расходного бункера нижний клапан закрывается, а верхний
открывается, сообщая бункер с атмосферой.
Испытания другого газотурбинного локомотива с номинальным
расходом топлива 1500 кг/ч и максимальным размером частиц
угольной пыли 1500 мкм показали, что на режиме холостого хода
206
расход топлива составляет 600 кг/ч. Пуск камеры сгорания осуще-
ствляется с помощью электрической свечи жидким топливом, пода-
ваемым пусковой форсункой, которая при переходе на уголь не
отключается, а работает как дежурная. В первоначальной схеме
кусковой уголь, подаваемый из основного бункера шнеком, направ-
лялся к заднему отделению бункера, где он измельчался в дробилке
до размеров куска менее 50 мм. Затем уголь перемещался лен-
точными конвейерами через сушильное отделение, обогреваемое
уходящими газами, и шнеками подавался в промежуточный бункер
и в мельницу производительностью до 2000 кг/ч. Привод мельницы
осуществлялся от электродвигателя мощностью 37 кВт. От мель-
ницы шнековым питателем угольная пыль направлялась к двум
трубопроводам, по которым она транспортировалась сжатым воз-
духом в расходные бункеры ячейковых (шестеренных) пылеподат-
чиков. В бункерах поддерживалось атмосферное давление.
После испытаний на локомотиве топливная система была усо-
вершенствована. В основной бункер вместимостью 8 т загружалось
топливо, раздробленное на куски до 5 мм. Дно бункера обогрева-
лось уходящими из регенератора газами. Из бункера уголь пере-
мещался так же, как и в прежней схеме, в промежуточный бункер
вместимостью 4,5 т, который находился на весовом устройстве.
В мельницу уголь попадал с помощью питателя в струе сжатого воз-
духа, который поступал от основного компрессора по трубопроводу
и дополнительно сжимался в специальном компрессоре. Затем уголь-
ная пыль под давлением перемещалась в специальный бункер, из
которого ячейковые пылеподатчики направляли топливовоздушную
смесь по трубопроводу к двум камерам сгорания. Ячейковый
барабанный пылеподатчик имеет вращаемое электродвигателем
зубчатое колесо, в ячейках которого между зубьями и корпусом
переносится угольная пыль из бункера над верхним окном к щели,
где пыль подхватывается потоком сжатого воздуха. Это упрощает
систему подачи топлива, но не обеспечивает надежности.
Система подачи газообразного топлива
В газотурбинных установках может быть использовано как искус-
ственное, так и природное газообразное топливо. На рис. 109 дана
схема ГТУ, работающей с газогенератором твердого топлива, даю-
щим смешанный газ. Через дутьевое устройство 11 в шахту газо-
генератора подается паровоздушная смесь, каменный уголь вводится
загрузочным устройством 1. Воздух для дутья поступает от основного
компрессора 7 ГТУ после дополнительного поджатия на 10—15 %
в дополнительном нагнетателе 8. Количество этого воздуха состав-
ляет 5—10 % общего его расхода. Дополнительное поджатие необ-
ходимо для преодоления сопротивлений газогенератора, системы
газоочистки, трубопроводов и смешения с воздухом в камере сгора-
ния. Система получения водяного пара одновременно предназначена
для охлаждения корпуса газогенератора. Полученный газ из генера-
тора идет в систему газоочистки 3, для удаления частиц унесенной
пыли и смолы, а затем в камеру сгорания.
207
Рис. 109. Схема ГТУ с генерированием горючего газа под давлением:
1 — бункер загрузки угля; 2 — паровой коллектор; 3 — газоочистка; 4 — регулятор рас-
хода газа; 5 — камера сгорания; 6 — турбина; 7 — компрессор; 8 — нагнетатель; 9 — при-
вод решетки генератора; 10 — бункер удаления шлака; 11 — дутьевое устройство
Если физическая теплота газа не теряется в системе очистки
и трубопроводах, схема получается достаточно эффективной и КПД
процесса газификации достигает 95—96 %. Однако система топливо-
подачи при этом получается достаточно инерционной, пуск и оста-
новка ГТУ усложняются.
Схема подачи топлива в ГТУ значительно упрощается, если си-
стема питается газом непосредственно от сети газопровода, что
возможно лишь для стационарных установок. Газ из сети поступает
к газовому компрессору через фильтр, регулятор расхода и автомати-
ческий клапан аварийной остановки ГТУ. Компрессор, двухступен-
чатый с промежуточным охлаждением, обеспечивает избыточное
давление газа по отношению к воздуху в камере сгорания примерно
на 0,02—0,05 МПа и более в зависимости от схемы смесеобразования
и конструкции горелочного устройства.
При работе на частичных нагрузках часть газа через клапан
перепускается обратно на всасывание компрессора. Перед входом
в камеру сгорания горючий газ может подогреваться отработавшими
газами в регенераторе. Блок системы регулирования определяет
расход газа и обеспечивает экстренную остановку ГТУ. Перед пла-
208
новой продолжительной остановкой ГТУ система трубопроводов
продувается через вентили.
В камеру сгорания газообразное топливо подается с помощью
специальных горелок. На рис. 110, а показана горелка, устанавли-
ваемая в камерах сгорания ГТУ-50-800 Харьковского турбинного
завода (ХТЗ) им. С. М. Кирова и в других установках. Во фронто-
вом устройстве жаровой трубы располагается лопаточный завихри-
тель 1 с полыми лопатками 2, вваренными в трубу 3, в которую по
трубопроводу 6 подается газообразное топливо. По кольцевому за-
зору, образованному трубами 3 и 4, газ поступает внутрь полых ло-
паток и через отверстия в их стенках выходит в поток первичного
воздуха, проходящего в межлопаточных каналах. По трубопроводу 5
209
и трубе 4 газ подается К дежурной горелке, конуё которой с рядами
мелких отверстий располагается в центральной части регистра 1.
Схема работы такой горелки показана на рис. 110, б.
На рис. ПО, в приведена схема горелки, разработанной в Ки-
евском политехническом институте (КПИ), состоящей из системы
уголковых профилей радиально приваренных к центральной, заглу-
шенной с торца трубе, по которой подается газообразное топливо.
По ряду отверстий в трубе, выполненных у основания уголковых
профилей, газ радиальными струями вытекает за стабилизаторами.
Смешиваясь с потоком воздуха, обтекающим уголки, расположенные
во фронтовом устройстве камеры, газ устойчиво сгорает на достаточно
коротком участке зоны горения. Первоначальное поджигание осу-
ществляется электрической свечой на периферии нескольких стаби-
лизаторов. Распространение горения на всю систему обеспечивается
кольцевой перемычкой также уголкового типа. Для горения газа
в первую очередь используются слои воздуха, непосредственно
обтекающие кромки профилей и, как показал опыт, горение оста-
ется надежным, даже если суммарный избыток воздуха, обтекающего
стабилизаторы, значителен, а скорости потока велики. Поэтому
весь поток воздуха можно направлять в газовую горелку, что упро-
щает конструкцию камеры сгорания ГТД.
На рис. 110, г показана газовая горелка камеры сгорания
ГТ-700-5 ПО НЗЛ им. В. И. Ленина. По центральной трубке 15
газ поступает к дежурной горелке, имеющей вид конуса 11 с ря-
дом отверстий. В полость 14 по патрубкам 13 от фронтового устрой-
ства часть воздуха идет к лопаточному завихрителю 12, обеспечивая
устойчивое горение газа дежурной горелки. Газ для основной го-
релки 10, также выполненной в виде конуса с отверстиями, поступает
по патрубку 7 и кольцевой полости 9. Горелочное устройство рас-
положено в центре основного регистра фронтового устройства ка-
меры сгорания. Для первоначального зажигания топлива исполь-
зуется выдвижная электрическая свеча 8.
§ 16. камеры сгорания
ПРОМЕЖУТОЧНОГО ПОДОГРЕВА ГАЗОВ
Одним из основных способов значительного повышения эффектив-
ности цикла ГТД является промежуточный подогрев газа в процессе
его расширения в газовой турбине (газовых турбинах). Подвод теп-
лоты в процессе расширения значительно повышает среднюю тем-
пературу рабочего тела и тем самым увеличивает работу как про-
цесса расширения, так и цикла в целом. Совмещенный единый про-
цесс подвода теплоты и расширения определяет политропный про-
цесс с наибольшей совершенной работой, но требует сжигания топ-
лива непосредственно в проточной части газовой турбины. Опыты
в этом направлении еще не привели к широкому промышленному
использованию такого процесса из-за его сложности и пожарной опас-
ности. В промышленной практике применяют специальные камеры
сгорания промежуточного подогрева газов, близкие по конструкции
210
Рис. 111. Циклы ГТУ с промежуточным подо-
гревом газов
к основным камерам сгорания, кото-
рые располагаются между группами
ступеней турбиньГили между отдель-
ными газовыми турбинами установки.
В стационарных ГТУ промежу-
точный подогрев газа целесообразно
совмещать с промежуточным охлаж-
дением воздуха в процессе его сжа-
тия, а также и с регенерацией теплоты уходящих газов. Рабочий
цикл такой установки в TS-диаграмме показан на рис. 111. Линии
О—1, 0'—Г и 0"—2 — сжатие воздуха в компрессорах низкого
(КНД), среднего (КСД) и высокого (КВД) давления (рис. 112).
Участки 1—О' и Г—0" — процессы охлаждения воздуха в проме-
жуточных холодильниках (ПХ) между компрессорами. Участок
2—2’ характеризует подогрев воздуха в регенераторе, а 2’—3 —
подвод теплоты к воздуху в основной камере сгорания (ОКС). Ли-
ния 3—4 соответствует расширению газов в турбине высокого дав-
ления (ТВД). На участке 4—3' дополнительно подводится теплота
к рабочим газам в камере сгорания промежуточного подогрева
(КСПП). Линия 3'—4' — процесс расширения газа в турбине низ-
Рис. 112. Схема сложной газотурбинной установки:
1 — КСПП; 2 — ОКС; 3 — ТВД; 4 — КВД; 5 — ПХ 2; 6 — регенератор; 7 — КСД; 8 —
КНД; 9 — ПХ 1; 10 — ТНД
211
Рис. 113. Схема авиационного ГТД с двухступенчатым сгоранием:
1 — осевой компрессор; 2 — основная камера сгорания; 3 — турбина высокого давления;
4 — камера сгорания промежуточного подогрева газов; 5 — турбина низкого давления
кого давления (ТНД), линия 4'—5 — отдачи теплоты газом в регене-
раторе и линия 5—0 — условная линия отвода теплоты в атмосферу,
соответствующая удалению отработавших газов в реальном цикле.
В авиационных ГТД также используется промежуточный (до-
полнительный) подогрев газа, но здесь редко устанавливается до-
полнительная камера сгорания промежуточного подогрева газов
(рис. 113) между ступенями турбины. Топливо, как правило, сжига-
ется за турбиной в форсажной камере сгорания 4, расположенной
перед реактивным соплом 5 (рис. 114). После сжатия и подогрева
рабочего тела в основной камере сгорания следует расширение
в ТВД. Затем газ подогревается в дополнительной камере сгорания
и расширяется частично в ТНД, а частично в реактивном сопле или
весь в реактивном сопле. В ГТД с форсажной камерой ТНД от-
сутствует и газы из форсажной камеры направляются в регулируе-
мое реактивное сопло. В авиационных ГТД, как правило, приме-
няют форсажную камеру сгорания.
В стационарных ГТД камеры сгорания промежуточного подогрева
газов работают постоянно во время работы установки, увеличивая
эффективность цикла. В авиационных ГТД форсажная камера чаще
всего действует кратковременно, несколько минут и лишь на опре-
деленных режимах работы, когда требуется увеличенная тяга:
Рис. 114. Схема авиационного ГТД с форсажной камерой сгорания:
1 — осевой компрессор; 2 — основная камера сгорания; 3 — газовая турбина; 4 — форсаж-
ная камера сгорания; 5 — регулируемое сопло; 6 — антивибрационный экран; 7 — корпус
форсажной камеры; 8 — уголковые стабилизаторы; 9 — топливные коллекторы форсажной
камеры; 10 — топливные форсунки; 11 — кожух
212
на взлете, для уменьшения длины разбега самолета, при его подъеме,
когда нужно быстро набрать высоту, или при разгоне для резкого
увеличения скорости.
Таким способом тягу авиационного ГТД на большой скорости
полета удается увеличивать примерно в 2 раза, а на взлете на 30 —
50 %. На некоторых двигателях форсажная камера рассчитывается
на длительную работу. Использование форсажной камеры обычно
увеличивает удельный расход топлива двигателем из-за дополни-
тельных потерь давления в ее проточной части даже тогда, когда
она не работает. Влияние этих потерь велико на старте, когда от дви-
гателя требуется предельная мощность (тяга). Для уменьшения по-
терь приходится максимально совершенствовать конструкцию ка-
меры, ее отдельные элементы и качество течения ее рабочего процесса.
Отмеченные обстоятельства, а также некоторые другие (см. ниже)
обусловили создание особых конструктивных форм и условий рабо-
чего процесса в авиационных форсажных камерах сгорания, суще-
ственно отличных от условий сжигания в основных камерах.
Камеры сгорания промежуточного подогрева газов стационарных
ГТУ, расположенные между турбинами, и форсажные камеры авиа-
ционных ГДТ, находящиеся за турбиной, как правило, имеют на
входе значительные температуры, существенно превосходящие тем-
пературы воздуха на входе в основные камеры сгорания, что способ-
ствует течению химических реакций при окислении горючих элемен-
тов топлива. Однако одновременно активизируется процесс диссо-
циации продуктов сгорания и ускоряются подготовительные стадии
перехода к вибрационному и даже детонационному горению топлива.
Это опасно для установки и поэтому всегда нежелательно. Для пре-
дупреждения опасных последствий нужно осуществлять особые
конструктивные мероприятия, проводить специальную подготовку
топлива, использовать присадки к ним и т. д.
Следует отметить, что установка дополнительных камер сгорания
в проточной части ГТД между турбинами связана с увеличением
потерь давления в общем тракте установки, а также рабочего объема
и массы ГТД. Поэтому при разработке схемы двигательной‘'устано-
вки, использующей дополнительный подогрев газов в процессе их
расширения, необходим не только термодинамический, но и технико-
экономический анализ. Проектирование и создание камер сгорания
промежуточного подогрева газов, безусловно, требует особого под-
хода к конструированию и организации рабочего процесса камер
сгорания промежуточного подогрева газов и форсажных камер, от-
личного от подхода к разработке основных камер сгорания ГТД.
При повышенном уровне температур газов, поступающих в фор-
сажные камеры, на выходе из них газы имеют очень высокие темпе-
ратуры примерно 2000—2300 К- Для повышения эффективности
работы транспортных ГТД и стационарных ГТУ также повышают
рабочие температуры перед турбинами. Вот почему возрастает уро-
вень температур в зоне горения форсажных камер, камер сгорания
промежуточного подогрева газов и необходим особый подход к рас-
чету состава продуктов сгорания топлива при высоких температурах.
213
J. F
Рис. 115. Схемы установления равновесия при химическом реагировании
Равновесный состав продуктов сгорания при высоких температу-
рах. Как известно, процесс диссоциации становится достаточно за-
метным уже при температуре примерно 1800—2000 К- Он резко
усиливается с дальнейшим ростом температуры. Сжигание промыш-
ленных топлив приводит к образованию газообразных продуктов
сгорания, парциальные давления которых в смеси разные, так же
как и степени диссоциации. Кроме того, все исходные горючие соеди-
нения топлива обычно неизвестны, как и действительная цепь хи-
мических реакций.
В общем случае между молекулами вещества А и М может про-
исходить как прямое взаимное превращение по схеме А М, так
и цепное, например через промежуточный продукт F: А F и F+± М.
В любом случае условия химического равновесия предполагают по-
стоянство концентраций всех реагирующих веществ. При этом для
цепного превращения равновесие может достигаться по разным
схемам и при различных скоростях прямых и обратных реакций.
На рис. 115 показано несколько возможных случаев осуществления
равновесного состояния.
Рассмотрим позицию IV в произвольный момент времени. Молярные доли
реагирующих веществ A, F и М будем для простоты считать равными единице (а =
= ср = tn — 1). Тогда
w\ — k'xa-, w{ = k'[f\	w2~k’2f\ w'2 —k"2m-, w2 --- k’2a-
В момент равновесия для промежуточных цепей константами следует считать
соотношения
К' = k’2lk'{ = a;f; К =- k2tk{ — j, т; К' --- ^2А1' = т-а-
Изменения во времени концентраций веществ A, F и М следующие:
dadx = ил, -J- щ'/ —	— w"2',
df.'dx = w[ -И w2 — w2 —
dm'dx — a»!	w'2 —	— w'2,
Используя выражения для wt получим
dat'dx -= k'2f k'^m — a
dfjdx = k\a + k'2m — / (k'2	;
dm!dx = F’.J 4- k'^a — m
214
В момент равновесия dap'dr - = djpdx = dmp!dx: = 0. Полученная система
уравнений с учетом соотношений для констант равновесия дает возможность найти
/<' «р.7р - (/^2 -7 *2*1 i- *К)/(*1'*1' Г *1*2 + *2*Э-
По аналогии К" = jp!mp, а следовательно, К'" = тр/ар. В общем случае рав-
новесие системы, в которой протекает различными путями несколько реакций, может
достигаться при множестве значений (сочетаний) скоростей прямых и обратных
реакций. При этом состав равновесной смеси может быть различным. Для возмож-
ного проведения однозначных расчетов равновесных условий в настоящее время
принято допускать, что при равновесии в сложной системе имеется равновесие у
любой отдельно взятой реакции. Это означает равенство во времени скоростей пря-
мого и обратного превращений любых двух веществ. Кроме того, концентрации всех
веществ не зависят от пути достижения равновесия (числа и вида промежуточных
реакций), а определяются исключительно внешними условиями (температурой и
давлением газовой системы). Исходя из последнего обстоятельства, при расчетах
можно использовать наиболее удобные цепочки реакций, обеспечивающие макси-
мальную простоту решения.
Таким образом, диссоциацию любой молекулы можно, например, представить
в следующем виде: АхВуСг хА + уВ 4- гС, где AxByCz — диссоциирующая
сложная молекула; х, у и z — число атомов в молекуле; А, В и С — атомы, на ко-
торые данная молекула диссоциирует.
Если в диссоциации участвуют и получаются жидкие или твердые вещества,
то они соответственно учитываются, определяя конкретную форму записи константы
равновесия.
Расчет равновесного состава продуктов сгорания при высоких
температурах. В высокотемпературных основных камерах сгорания
ГТД, их камерах промежуточного подогрева газов, в форсажных ка-
мерах авиационных ГТД при Тг > 1800-^2100 К расчет равно-
весного состава и температуры газов, определение теплосодержания
газов должны проводиться с учетом диссоциации продуктов сго-
рания. Для этого удобно использовать методику, разработанную
А. П. Ваничевым.
В качестве примера рассмотрим продукты сгорания углеводородного топлива
в воздухе. Состав топлива (авиационное для реактивных двигателей): 86 % Ср и
14 % Нр. Считаем, что продукты полного окисления углерода и водорода (СО2 и
Н2О) диссоциируют по следующей схеме: Н2О Н? + 1/2 О2; Н2О ОН + 1/2Н2;
Н2 Н + Н; О2 О + О; СО2 СО + l/2O2; 1/2N2 + 1/2О2 NO. После дис-
социации, в равновесном составе продуктов сгорания будет десять компонентов:
Н2О; СО2, Н2, N2, О2, СО, NO ОН, Н, О. Их количество и парциальное давление
неизвестны.
Для определения теплосодержания газов нужно знать: давление газов, коэф-
фициент избытка воздуха а2 и элементарный состав топлива (или же, что бывает
редко, сам состав продуктов сгорания).
При > 1 в равновесной смеси помимо продуктов полного окисления угле-
рода и водорода, продуктов их разложения и азота будет присутствовать и избыточ-
ный воздух (дополнительно О2 и N2).
Удобно предварительно определить массовые доли всех компонентов, входящих
в продукты сгорания до диссоциации: <7ji2q; <7со./> <7о2; <7n2- Общее количество про-
дуктов сгорания на 1 кг сгоревшего топлива будет равно 1 + Количество угле-
кислоты СО2 определится соотношением (0,01-44/12) Ср, воды (пара) (0,01-36/4) Нр
и т. д. Следовательно,
«со, 0,0367СР/( 1 4 а/Д; «н,о - 0.09 Ыр/(1 +
«О. =- 0.232£о (<zs - 1 )/(1 4-	«N, = 0,7683^/(1 4- asL0).
215
Решение задачи об определении температуры равновесной смеси проводится
методом последовательных приближений. Начинаем с того, что задаемся значением
искомой температуры равновесной смеси/Неизвестными считаем парциальные дав-
ления всех десяти компонентов смеси, для нахождения которых надо составить де
сять независимых уравнений. Первые шесть выражений — константы равновесия
процессов диссоциации
KPi = Ph2V<Po2/a’h2o; ^pt =	Ри2/РнtO’ ^р3 = Рн'Рнё
КР4 = Po/Рор KPi = Рсо/Ро2/Рсо/
Кр^-РыЛ-у р^УръУ
Так как массы любых элементов до и после реагирования остаются неизмен-
ными, составим еще три уравнения материального баланса. Их удобно представить
в относительной форме, связав массивные доли отдельных элементов с парциальными
давлениями компонентов продуктов сгорания.
Отношение массовых долей водорода и углерода
н/г _ 2^н2о + 2Рнг + Р\\ + Рон .
7	12(^со2+-°со)
углерода и кислорода
С =_______________________12(Pcq2 Ь^со)_________________.
0,2320^0	16 (2рСОз 2рОг 4- рсо -р рИгО 4- Рон 4- PN0 4- Ро)
азота и углерода
0,768агLo/C - 14 (2pN, + pNO)/[12 (Рсо, + рсо)].
Последним необходимым уравнением будет равенство всех парциальных давлений
давлению системы:
/д = ^НгО + РСОг + РС0 + Р0г ^N» + ^Н» +	+ РО + ^ОН + ^NO’
Итак, для заданной температуры смеси Тс система десяти уравнений позволяет
найти десять неизвестных парциальных давлений, а затем состав равновесной смеси.
Решение удобно проводить, принимая какие-то три-четыре значения, например
ро , и проверяя правильность выбора по последнему уравнению.
По составу продуктов сгорания определяем теплосодержание смеси при задан-
ной температуре ее Тс:
< = нГ1 S ^Pi/Pv
где Цс = ^,PiPi/Px — средняя молекулярная масса газовой смеси; /i—теплосо-
держание одной молярной доли газового компонента; pt — парциальное давление
газового компонента.
Подсчитав /' для нескольких значений Тс, можно построить зависимость /' =
= f (Тс). Затем определяем теплосодержание продуктов сгорания 1 кг топлива при
293 К (/н) и их теплосодержание после сгорания /с = /н -f- По /с по графику
/' — / (Тс) находим действительную температуру Тр равновесной смеси.
Подсчитанная таким образом температура 7Р равновесной смеси
будет достаточно близка к реальной осредненной температуре Тг
процесса горения, существенно отличаясь от получаемой расчетным
путем без учета диссоциации при повышенной температуре. Некото-
рое различие величин Тг и Тр может быть следствием возможных от-
личий (например по концентрациям и температурам) в различных
частях рабочего объема зоны горения, а также строгости реализации
216
условии равновесности процесса и других моментов, связанных с ме-
ханизмом химического реагирования горючих элементов топлива
с кислородом реального рабочего тела, поступающего в камеру сго-
рания.
Форсажные камеры сгорания
Принципиальная схема форсажной камеры сгорания авиацион-
ного ГТД представлена на рис. 116. На входе в камеру расположен
диффузор 10, в котором скорость газов, выходящих из турбины сни-
жается до 100—160 м/с для обеспечения возможности наиболее пол-
ного сжигания топлива в потоке горячего рабочего тела. Эти ско-
рости значительно превосходят допустимые на входе в основную
камеру.
Несмотря на некоторое уменьшение содержания кислорода в га-
зах, поступающих в форсажную камеру из-за предшествовавшего
горения топлива в основной камере сгорания, процесс дополнитель-
ного сжигания топлива протекает в достаточно благоприятных
условиях, так как температура этих газов более высокая. Кроме того,
некоторое количество активных продуктов сгорания в смеси способ-
ствует ускорению химических реакций.
В форсажных камерах с более высокой средней температурой
уходящих газов не предъявляют таких жестких требований к форме
температурного поля на выходе, так как газы йотом не попадают
в проточную часть турбины. Это упрощает доводку камер, позволяя
не так строго ограничивать положение зоны горения.
В форсажной камере устанавливают стабилизаторы, чаще всего
кольцевые, являющиеся плохообтекаемыми телами: конус (уголко-
вый профиль), пластины и т. д. Топливо подается в поток газов до
стабилизаторов несколькими центробежными или струйными фор-
сунками, заранее испаряется и перемешивается с газом, в результате
обеспечивается успешное сгорание за стабилизатором. Для улучше-
ния перемешивания топливо может подаваться навстречу газовому
потоку. Внутри корпуса за стабилизаторами устанавливают анти-
вибрационный экран. Обычно это тонкостенная труба с продоль-
Рис. 116. Схема форсажной камеры сгорания:
1 — кольцевой топливный коллектор; 2 — стабилизатор; 3 — наружный кожух; 4 — анти-
вибрационный экран; 5 — охлаждающий воздух; 6 — механизм управления соплом; 7 —
регулируемое реактивное сопло; 8 — корпус форсажной камеры; 9 — форсунка; 10 — диф-
фузор; 11 — обтекатель
8 Пчелкин Ю. М.	217
Рис. 117. Схема ГТД с форкамерой:
1форкамера; 2 — электрическая свеча зажигания; 3 — форсунка форкамеры; 4 — воз-
духоподводящая трубка; 5 — рабочие форсунки lull топливных коллекторов форсажной
камеры; 6 — пламяпередающие перемычки кольцевых стабилизаторов; 7 — наружный ко-
жух; 8 — антивибрационный экран; 9 — механизм управления соплом; 10 — регулируемое
сопло; 11 — корпус форсажной камеры; 12 — кольцевые стабилизаторы; 13 — стойка вну-
треннего конуса; 14 — внутренний конус; 15 — газовая турбина
ными гофрами и большим числом мелких отверстий. Назначение этого
экрана — исключить вибрационное горение топлива, сопровожда-
ющееся сильным шумом и вибрацией конструкции, способной раз-
рушить двигатель. Кожух камеры экранируют от пламени и покры-
вают как с внешней, так и с внутренней стороны теплоизоляционными
материалами.
Между корпусом и кожухом пропускается поток охлаждающего
воздуха от компрессора двигателя, а чаще создаваемый за счет ско-
ростного напора, или эжектирующим действием уходящей газовой
струи. Длина форсажной камеры достигает 1,5—2 м и зависит от
скорости и температуры газов, схемы рабочего процесса, условий
компоновки двигательной установки и др. Газы, температура которых
за форсажной камерой составляет примерно 2200 К, выходят через
регулируемое сопло. Если при включении форсажной камеры сече-
ние сопла не увеличить, то давление за турбиной повысится, раз-
ность давлений до турбины и после нее уменьшится. Для сохра-
нения частоты вращения тогда потребуется увеличить темпера-
туру газов перед ней, а это или нежелательно, или невозможно из
соображений прочности и долговечности двигателя.
Большое значение имеет форма проточной части форсажной ка-
меры. Для уменьшения потерь давления целесообразно выполнять
ее конической расширяющейся формы. Однако при этом увеличива-
ются ее размеры, что нежелательно, особенно если диаметр камеры
становится больше размеров других узлов и увеличивает мидель
ГТД.
Конструкции стабилизаторов форсажных камер сгорания весьма
разнообразны. Для увеличения надежности воспламенения приме-
няют стабилизирующие устройства (рис. 117), включающие пред-
камеру (или форкамеру) /, с жаровой трубой, внутри которой горит
218
дежурпь'й факе.!. По длине намерь: размещают несколько коль-
цевых (эшелонированных) стабилизаторов 12, уменьшающих загро-
мождение сечения и снижающих потерн давления, что увели-
чивает надежность стабилизации пламени и скорость выгорания
смеси.
Суммарное сопротивление всех элементов конструкции должно
быть минимальным. Обычно коэффициент iидравлических потерь
у форсажных камер Вф. к 2Др* рёУ2, он не превышает 3—5,
тогда как у основных камер достигает примерно 15—20. Отключенная
форсажная камера из-за наличия се элементов конструкции в про-
точной части двигателя снижает его тягу на взлете поимерно на
1,5—2,5 %.
Наряду с некоторыми благоприятными условиями сжигания
топлива в форсажной камере (рост температуры, наличие активных
частиц) имеются и неблагоприятные. Чем выше температура газов
за основной камерой сгорания (меньше аг), тем меньше концентра-
ция кислорода в рабочем теле, поступающем в форсажную камеру.
Последнее наряду с понижением давления в потоке, которое может
значительно снизиться с подъемом на высоту, неблагоприятно ска-
зывается на горении. Кроме того, при малых давлениях топлива па
входе в форсунку трудно получить хорошее качество распыливания
небольшого количества топлива, которое подается отдельными фор-
сунками. В форсажных камерах сгорания коэффициент полноты сго-
рания топлива, как правило, ниже, чем в основных камерах, и состав-
ляет примерно 0,88—0,98.
Пуск форсажной камеры сгорания в любых условиях должен быть
надежным, поэтому здесь несмотря на то, что температура газа на
входе обычно достаточная для самовоспламенения топлива, исполь-
зуется, так же как и в основных камерах, система электрического
зажигания. Принципиально самовоспламенение возможно, если время
пребывания смеси в потоке до стабилизаторов превышает время пе-
риода индукции. Предпринимались попытки вводить топливо в поток
еще до турбины (или в турбине), однако это сопряжено с опасностью
случайного воспламенения его в проточной части ГТД и возникнове-
ния пожара.
В авиационном ГТД «Олимп-593» (с форсажной камерой сгорания)
сверхзвукового пассажирского самолета из осевого компрессора
воздух попадает в основную камеру сгорания и затем в газовую
турбину. На выходе из турбины стоит диффузор, образованный внеш-
ним корпусом и внутренним обтекателем. В конце диффузора уста-
новлен топливный коллектор форсажной камеры с рядом форсунок,
подающих топливо навстречу потоку газов. В начальной части зоны
горения внутренний корпус защищен антивибрационным экраном.
Снаружи корпус охлаждается потоком воздуха, протекающего ме-
жду ним и наружным кожухом. Из зоны горения форсажной камеры
газы через регулируемое реактивное сопло выбрасываются в атмо-
сферу. Степень форсирования этого двигателя сравнительно невелика
и равна примерно 9—14 %.
8*
219
Схемы конструкций камер сгорания
промежуточного подогрева газов
Промежуточный подогрев газов начал использоваться в стацио-
нарных ГТУ и транспортных ГТД сравнительно недавно. Конструк-
тивно камеры промежуточного подогрева газов сначала повторяли
основные камеры сгорания. На рис. 118 показана камера сгорания
промежуточного подогрева газов сложной ГТУ мощностью 10 МВт
для электростанции, работающей на газообразном топливе. Топливо
для зажигания и дежурной горелки 3 подается по центральной тру-
бке 7, внутри которой расположен электрический запал 2. По ок-
ружающей эту трубку кольцевой полости поступает основной поток
газообразного топлива. Он смешивается с первичным газом, идущим
по кольцевому каналу к лопаточному завихрителю 5, выходя из
отверстий 4 в стенках полых лопаток 6 (сечение А—А). Количество
первичного газа, поступающего к регистру от основного газового
потока ГТД, регулируется заслонками, расположенными на окнах
наружной трубы горелочного устройства. Телескопическая жаровая
труба состоит из передней части и трех оребренных обечаек, смеси-
тель камеры имеет ряд отверстий. В этой установке температура
газов перед турбинами высокого и низкого давления 873 К, а дав-
ление соответственно примерно 1,1 и 0,46 МПа. Температура газа
после турбины высокого давления на входе в камеру промежуточного
подогрева газов равна 670—710 К.
Камеры сгорания, основная и промежуточного подогрева, су-
довой ГТУ выполнены по одной схеме. Эта — угловая конструкция
камеры. Воздух в камеру поступает тангенциально, чем обеспечива-
ется закручивание потока внутри зоны горения. Первичный воздух
(газ) поступает через щели и окна внутрь конического фронтового
устройства. Камера работает на дизельном топливе, которое пода-
ется форсункой, а поджигается при пуске выдвижным электрическим
запалом. Смесителем является участок трубопровода между камерой
и турбиной. Жаровая труба выполнена из стального листа. Наруж-
Рис. 118. Камера сгорания промежуточного подогрева газов ГТД, работающая
на природном газе
220
Рис. 119. Камера сгорания промежуточного подогрева газов установки ГТ-12-3
ный корпус теплоизолирован слоем кирпичной футеровки и специ-
альной огнеупорной ваты. Из-за углового подвода и закрутки боль-
шей части воздуха потери полного давления велики и достигают 7 %.
В газотурбинной установке ГТ-12-3 ПО ЛМЗ со сложным цик-
лом, предназначенной для работы на газе подземной газификации
каменного угля и на дизельном топливе, как основная, так и камера
сгорания промежуточного подогрева газов выполнены по одной схеме.
Последняя имеет несколько большие размеры в связи с увеличением
удельного объема газов (рис. 119). Поток газа через патрубок /
подводится к головной части камеры. Первичный газ поступает че-
рез три газовые горелки 2, причем его количество регулируется
заслонками. Горючий газ из специальных компрессоров при дав-
лении (на 0,04—0,08 МПа), превышающем давление в камере сгора-
ния, подается к этим горелкам через верхний клапан 3. Температура
газа за основной камерой и камерой сгорания, промежуточного по-
догрева газов (камерой сгорания низкого давления) одинаковая: 923
К. Температура газов перед второй камерой 733 К- Вторичный газ под-
водится к соплам смесителя-между оребренными обечайками телеско-
пической жаровой трубы и корпусом. Топливо воспламеняется элек-
трической искрой. В центре каждой газовой горелки установлены фор-
сунки для подачи жидкого топлива, при работе ГТУ на дизельном
топливе.
Одинаковы конструкции камер основной и промежуточного по-
догрева газов и у ГТ-50-800 мощностью 50 МВт ХТЗ (рис. 120).
Камера промежуточного подогрева газов расположена вертикально
непосредственно перед входными патрубками турбины низкого дав-
ления. Жаровая труба 4 телескопическая, ее обечайки выполнены
из листовой стали толщиной 5 см и скреплены радиально располо-
женными пластинами, определяющими кольцевые зазоры шириной
5 мм для внутреннего заградительного охлаждения обечаек. Смеси-
221.
Рис. 120. Выносная камера сгора-
ния
тель выполнен в виде двух
рядов сопл 1 и 2. Из турби-
ны высокого давления газы
температурой около 880 К
поступают во входной патру-
бок 3, и часть их через соп-
ла 1 смесителя сразу подается
в зону смешения. Остальная
часть по кольцевому зазору
между корпусом 6 и экра-
ном 5 опускается к фронто-
вому устройству камеры и
поворачивает вверх. Поток
первичного газа проходит по
межлопаточным каналам, сме-
шиваясь с горючим газом,
выходящим через отверстия
в стенках полых профилиро-
ванных лопаток завихрителя,
установленных под углом
45°. Остальная часть потока,
омывая жаровую трубу, так-
же постепенно вводится в нее.
В центре, внутри трубы,
подводящей основное (газообразное) топливо, расположена дежурная
газовая горелка 8. Жаровая труба, так же как экран и корпус, из-
готовлена из листовой стали I2X18H9T. Она опирается фланцем на
корпус камеры и центрируется по проточкам на цилиндрической обе-
чайке горелочного устройства. Около смесителя установлены четыре
шпонки, обеспечивающие свободное тепловое расширение жаровой
трубы в осевом и радиальном направлениях. Экран фиксируется
в корпусе с помощью четырех штифтов 7. Температура рабочих га-
зов, выходящих из камеры промежуточного подогрева, так же 1073 К
(как за основной камерой сгорания). ТепЛонапряженность рабочего
объема камеры промежуточного подогрева газов 210 кДж/(м3 ч-Па),
относительные потери полного давления составляют 3 %, темпера-
тура стенки жаровой трубы не превышает 1123 К, коэффициент
полноты сгорания топлива цг 0,98-4-0,99.
Энергетическая газотурбинная установка ГТ-100-750 ПО ЛМЗ
(см. рис. 77) также наряду с основной камерой сгорания 4 имеет
и камеру сгорания промежуточного по югрева газов 16. Конструк-
ции обеих камер принципиально одинаковые — трубчато-кольце-
вые с обратным поворотом потока. Отличаются они лишь отдельными
деталями и размерами из-за различия параметров рабочего тела.
Так, например, давление и температура воздуха перед основной
камерой соответственно 2,65 МПа и 550 К, а рабочего тела (газов)
222
перед камерон сгорания промежуточного подогрева газов 0,79 МПа и
813 К. За камерами сгорания температура газов одинаковая: 1023 К.
Теплонанряженность рабочего объема камеры сгорания промежуточ-
ного подогрева газов 225 кДж/(м3-МПа), а у основной камеры
240 кДж/(м3-ч-Па), потери полного давления соответственно 2,4
и 2,2 %. Жаровые трубы 15 (рис. 77) второй камеры установки
ГТ-100-750, так же как и у основной камеры телескопического
типа, с рядом отдельных обечаек. Диаметр каждой из 12 жаровых
труб 500 мм, общее отношение длины к диаметру lAJd-A. — 3,3.
Отношение длины зоны горения к диаметру жаровой трубы /Г/<7Ж =
- 2,3.
В центре фронтового устройства 14 каждой жаровой трубы рас-
положен лопаточный завихритель 13 с форсуночно-горелочным уст-
ройством 12. В передней части жаровые трубы фиксируются с по-
мощью шарнирных устройств 21, а сзади свободно скользят в опор-
ных кольцах патрубков газосборника 18, переходящих в общую
кольцевую полость на входе в газовую турбину низкого давления.
Высокая температура газов (813 К), поступающих в камеру сгора-
ния промежуточного подогрева газов из газовой турбины высокого
давления 8 определяет необходимость установки изоляции 19 и 20
у внутреннего и наружного корпусов камеры сгорания. Внешняя
изоляция предназначена для уменьшения потерь теплоты в окружа-
ющую среду, повышения техники безопасности и пожарной безопас-
ности. Внутренняя изоляция главным образом нужна для снижения
температурных условий работы узла внутреннего подшипника газо-
турбинной установки.
Камера сгорания промежуточного подогрева газов, так же как
и основная камера сгорания, может работать на жидком и на газо-
образном топливе, поступающем к форсуночно-горелочному устрой-
ству по соответствующему топливопроводу 22. Следует отметить,
что, как и у некоторых других современных установок в ГТ-100-750,
переход с одного вида топлива на другой может быть осуществлен
простым переключением соответствующих устройств комбинирован-
ной топливоподающей системы без остановки ГТУ.
Более высокие общие температурные условия в камере сгорания
промежуточного подогрева газов определили несколько больший ре-
альный уровень рабочих температур металла стенки жаровых труб
(до 1070 К). Относительная длина зоны горения здесь несколько
меньше, чем в основной камере, а коэффициент избытка воздуха
(газа) значительно больше (10,8 ). Теплонанряженность, отнесенная
к площади поперечного сечения жаровой трубы в зоне горения в
камере сгорания промежуточного подогрева газов выше
1250 кДж/(м2-ч -Па) ], чем у основной камеры сгорания
1230 кДж/(м2-ч -Па) ].
Рассмотренные примеры конструкций камер сгорания промежу-
точного подогрева газов зарубежных и отечественных ГТУ показы-
вают, что при умеренной температуре газов перед турбинами до
973—1073 К, когда на входе в камеру промежуточного подогрева
газы имеют температуру до 823—873 К, эти камеры сгорания удается
223
выполнять по обычным схемам. Однако в связи с более тяжелыми
условиями охлаждения элементов их конструкции приходится,
например обечайки жаровой трубы, делать ребристыми, увеличивать
скорости охлаждающего газа, снижать тепловые нагрузки. Однако
повышение теплонапряженности (уменьшение размеров) камеры,
рост температуры рабочих газов перед турбинами и необходимость
снижения потерь давления обусловливают разработку принципи-
ально новых схем конструкции камер сгорания промежуточного
подогрева газов для современных ГТУ.
С целью повышения экономичности газотурбинных установок
стремятся повысить температуру и давление рабочего тела на входе
в турбину, а процессы сжатия и расширения приблизить к изотерми-
ческим. Поэтому возрастает температура газа на входе в камеру
промежуточного подогрева газов, и появляется необходимость
увеличения числа ступеней подогрева, т. е. числа этих камер. В на-
стоящее время проектируются ГТУ с двумя-тремя камерами про-
межуточного подогрева газов, в дальнейшем возможно применение
схем с большим числом ступеней подогрева. В этом случае нагрев
рабочего тела в каждой промежуточной камере должен быть неболь-
шим: 100—200 К.
Таким образом, при разработке специальных конструкций камер
сгорания промежуточного подогрева газов надо учитывать следующие
специфические условия их работы.
1.	Повышенную температуру газа на входе в камеру. Следова-
тельно, процесс горения топлива здесь интенсифицируется, но
усложняется охлаждение деталей конструкции, снижается надеж-
ность их работы.
2.	Меньшее по сравнению с воздухом содержание кислорода
в газах, поступающих в камеру. Это отрицательно сказывается на
процессе горения, особенно- в высокотемпературных двигателях,
когда уже в основной камере избыток воздуха (а2) мал, или в по-
следних камерах промежуточного подогрева при большом их
числе.
3.	Пониженное давление газа, уменьшающее скорость процессов
химического реагирования и приводящее к большему относительному
влиянию потерь давления в этих камерах.
4.	Значительно меньшее, чем в основных камерах, количество
сжигаемого топлива, что затрудняет создание эффективных форсу-
ночно-горелочных устройств.
Отмеченные обстоятельства определяют необходимость разра-
ботки специальных мероприятий, конструктивных схем и компо-
новки камер сгорания промежуточного подогрева газов.
Стремясь приблизить процесс расширения к изотермическому,
логично было бы проводить последовательное сжигание топлива
между отдельными ступенями турбины, непосредственно в ее про-
точной части. Однако пока не удается организовать надежное и ка-
чественное горение топлива в межлопаточных каналах с обеспе-
чением необходимой эффективности работы и долговечности кон-
струкции проточной части газовой турбины.
224
Рис. 121. Схема зажига-
ния газообразного и жид-
кого топлива в проточной
части турбины без подачи
дополнительного окисли-
теля
В этом отношении интересна схема, представленная на рис. 121.
Внутрь полых сопловых лопаток / топливо (газообразное или жидкое)
по стрелкам 11 подается через отверстия 4 в заглушенной с торца
трубке 3. К трубке топливо по стрелке А подводится от коллектора,
в котором оно находится под давлением, несколько превышающем
давление газов в камере сгорания. Струи жидкого топлива, попадая
на стенки лопатки, испаряются, охлаждая ее, и смешиваются со
струями газа, поступающего внутрь лопатки из основного потока по
ряду отверстий 2 в передней кромке лопатки. Дополнительное пере-
мешивание горючей смеси осуществляется при течении ее по каналу
между стенками лопатки и внутренним дефлектором 5, фиксируемом
штифтами 6. Через сплошную или прерывистую щель в выходной
кромке или около нее вытекает переобогащенная топливом горю-
чая смесь 7, первоначально воспламененная электрической свечой 9.
Переход пламени к другим лопаткам ступени обеспечивается коль-
цевым стабилизатором-перемычкой 10, соединяющей все лопатки.
Вдоль перемычки по окружности топливо растекается струями, вы-
текая через отверстия 8 из внутренних полостей лопаток. Как пока-
зали исследования, проведенные в МВТУ им. Н. Э. Баумана, та-
кая схема обеспечивает удовлетворительное горение газообразного
и легкого жидкого топлива при скоростях потока примерно 120 м/с.
При недостатке кислорода в основном газовом потоке схему мо-
жно модернизировать (рис. 122). Внутрь лопатки / подаются топ-
ливо и воздух, так что аг 0,24-0,4. Топливо подводится че-
рез отверстия в заглушенной с торца трубке, а воздух — через
225
Рис. 122. Схема подачи дополнительного окислителя
Рис. 123. Кольцевая камера сгорания промежуточного подогрева газов
отверстия в другой трубке. Перепад давлений между топливом и
газом основного потока мал (0,02—0,05 МПа), и отверстия в трубке
подающей топливо, можно выполнять значительного диаметра (более
0,5 мм), что обусловливает надежность работы и простоту изготов-
ления. Кроме того, отпадает необходимость в создании большого
давления за топливным насосом, упрощается его конструкция и по-
вышается надежность эксплуатации.
Сжигать топливо в проточной части турбины нужно так, чтобы
не создавались чрезмерные местные очаги горения (факелы) с тем-
пературами, значительно превосходящими средние допустимые с то-
чки зрения работоспособности и стойкости материала лопаток.
Такое рассредоточенное (микрофакельное) горение должно идти
во всем объеме от сопловых до рабочих лопаток каждой ступени тур-
бины. Подобные схемы еще не используются в практике, но уже из-
вестны, например, встроенные прямоточные кольцевые камеры
сгорания промежуточного подогрева газов.
На рис. 123 показана конструкция такой камеры сгорания, ра-
ботающей на газообразном топливе. Воздух из компрессора поступает
на стрелке А к системе уголковых стабилизаторов 1 и 3. Газообраз-
ное топливо из коллектора 2 по радиальным трубкам с боковыми
отверстиями или просто через отверстия подается за радиально
расположенные стабилизаторы 1. Перемычки 3 обеспечивают пере-
дачу пламени к соседним радиальным стабилизаторам при случайном
срыве его и при первоначальном зажигании. Между7 корпусами 4
и 6 и обечайками жаровой трубы 7 и 8 идет поток охлаждающего
воздуха. Продукты сгорания Б поступают в сопловой аппарат 5
турбины низкого давления.
Другая специальная конструкция камеры сгорания промежуточ-
ного подогрева газов дана на рис. 124, а. Она расположена между
двумя группами ступеней в проточной части турбины. Разделение
потока на первичный и вторичный в ней отсутствует; весь поток, как
в форсажной камере, поступает к фронтовому устройству, за которым
осуществляется горение топлива, причем на малой длине вследствие
невысоких (по сравнению с форсажными камерами) скоростей газа
в зоне горения, но больших, чем в основных камерах: &'г ЗО-ч-
226
4-50 м с. Наружный корпус 3 и внутренний 4 защищены от теплового
воздействия факела внешней и внутренней обечайками экранов 2,
а в зазоре проходит часть газа основного потока, если его темпера-
тура на 473—573 К ниже допустимой для материала стенки экрана.
Корпус в этом случае покрыт изоляцией. При более высокой темпе-
ратуре газа на входе в камеру промежуточного подогрева газов, или
для обеспечения более надежного охлаждения камера может охла-
ждаться воздухом, отбираемым от компрессора ГТД. Схема охлажде-
ния может быть замкнутой / (верхняя часть рис. 124, б) или разомкну-
той с выходом охлаждающего воздуха в поток рабочих газов II
(нижняя часть рис. 124, б). В этом случае наиболее целесообразно
направлять воздух в зону горения камеры.
Камера сгорания промежуточного подогрева газов может быть
не только кольцевой, но и секционной (рис. 124, в). В этом случае
упрощается схема се охлаждения (рис. 124, в), так как отпадает
необходимость подвода воздуха к внутреннему экрану (корпусу).
Для более интенсивного охлаждения экрана можно оребрить его
наружную поверхность. Расход воздуха в таких схемах охлаждения
незначительный: 1—2 % общего расхода газа, потери давления от-
носительно небольшие. Фронтовое устройство в таких камерах спе-
циальное с воздушными форсунками-стабилизаторами.
Система специального охлаждения камеры промежуточного по-
догрева может быть использована в сложном цикле ГТУ для регене-
ративного подогрева воздуха (рис. 125). Воздух после компрессоров
низкого (КНД) и высокого (КВД) давления, между которыми стоит
промежуточный холодильник (ПХ), попадает в основную камеру
сгорания (ОКС). Затем газы направляются в турбину высокого дав-
ления (ТВД) и в первую камеру
сгорания промежуточного подогре-
ва газов (КСПП1) регенеративного
типа. Камера КСПП1 охлажда-
ется специально отбираемым от
соответствующей ступени К.ВД
воздухом, который отводится в
следующую камеру промежуточ-
ного подогрева газов К.СПП2.
Здесь нагретый воздух использует-
ся в качестве первичного и час-
тично восполняет недостаток кис-
лорода в газе. Такое использова-
Рис. 124. Схемы камер сгорания промежу-
точного подогрева газов:
1 — топливо; 2 — наружный и внутренний эк-
раны; 3 — наружный корпус; 4 — внутренний
корпус; 5 — камера сгорания промежуточного
подогрева газов; 6 — форсунка; 7 — подвод
охлаждающего воздуха; 8 — отвод охлаждаю-
щего воздуха; 9 — ребра системы охлаждения;
10 — корпус, 11 — экран; 12 — стабилизатор;
13 — патрубок для подачи охлаждающего воз-
духа к внутреннему экрану
227
Рис. 125, Схема ГТУ с регенеративной камерой сгорания промежуточного подогрева
газов
ние охлаждающего воздуха 1 имеет еще большее значение для
КСППЗ, где кислорода в газах еще меньше. Если КСППЗ отсутст-
вует, то воздух, охлаждающий КСПП2, также идет в ее зону го-
рения или смешивается с газами на выходе из нее 2.
При незначительном подогреве газов в КСПП подача малого
количества топлива обычными, например центробежными, фор-
сунками затрудняется из-за малых размеров топливных каналов и
малых перепадов давлений. Поэтому используются специальные
форсуночные устройства.
На рис. 126 показана воздушная форсунка, совмещенная со ста-
билизатором, которая расположена на входе в камеру (см. рис. 124).
Основной поток газов обтекает это устройство, а первичный газ /
(рис. 126), закручиваясь лопатками 3 по стрелке А, подхватывает
струи топлива, вытекающие из центральной трубки при избыточном
давлении А/?	0,02-? 0,04 МПа и перемешивается с ним. Затем
смесь газа и топлива, обтекая конус 2 и проходя второй регистр /,
выходит закрученным потоком II в зону горения камеры. Расход
топлива регулируется перепуском. Хорошее распыливание и смесе-
образование обеспечивается значительной скоростью газового потока
и его высокой температурой. Несмотря на малые расходы топлива,
отверстия в трубке большие, так как перепад давлений между топ-
ливом и газом маленький. Форсунки такого типа могут успешно
работать и в основных камерах сгорания. По этому же прин-
ципу в комбинированной форсунке осуществляется подача жидкого
или газообразного топлива, а также обоих топлив вместе. Жидкое
топливо может подаваться по трубке (стрелка А), как и по рис. 126.
Газообразное топливо будет поступать в кольцевой коллектор в на-
ружном конусе, откуда через ряд отверстий во внутренней стенке
входит в тот же поток первичного воздуха (газа) по стрелкам GT.
Топливовоздушная смесь поступает в зону горения камеры по
стрелке G3. На рис. 127 показана схема воздушно-испарительной
форсунки, которая может быть легко встроена в любую камеру
сгорания. Топливо струями I подается в поток воздуха (газа), про-
ходящего в центральной трубке по стрелке 2. Топливовоздушная
смесь 3 вытекает радиальными струями за лопатками 4 регистра.
В зону горения смесь поступает закрученным потоком А.
228
Рис. 126. Схема воздушной форсунки
Рис. 127. Воздушно-испарительная
форсунка
Принципы расчета камер сгорания дополнитель-
ного подогрева газов
Схема расчета и общий подход к проектированию форсажных
камер и камер сгорания промежуточного подогрева газов остаются
теми же, что и для основных камер сгорания. Для проведения рас-
чета должно быть задано следующее:
1)	суммарный расход газа ГТД Gr2;
2)	температура газа на входе в камеру Тг;
3)	давление газа на входе в камеру рг;
4)	температура газа на выходе из камеры Тг1;
5)	топливо и его характеристики То, 7\;
6)	класс (назначение) двигателя.
Как и при расчете основной камеры сгорания, первоначально
определяется состав газа на выходе из камеры сгорания промежу-
точного подогрева газов. Для этого используется уравнение тепло-
вого баланса КСПП1 (форсажной камеры), из которого находится
суммарный коэффициент а21 избытка окислителя (газа).
Для простоты будем рассматривать ГТУ с одной индивидуальной
основной камерой сгорания и одной индивидуальной камерой про-
межуточного подогрева газов. Тогда на входе в КСПП1 Gr = 0г2.
При отсутствии каких-либо дополнительных расходов рабочего тела
Gr = GB -ф GT = GT (1 - аДо),	(123)
где GIt — полный расход воздуха в ГТУ; GT — полный расход топ-
лива в основной камере сгорания ГТУ; = Gu/(GrT0) — общий
коэффициент избытка воздуха в основной камере сгорания; Lo—
стехиометрическое количество воздуха.
Полное количество газов Gr, входящих в камеру промежуточного
подогрева, содержит чистые продукты сгорания топлива основной
камеры Gq.n и оставшийся не использованным там воздух G0B.
Количество чистых продуктов сгорания (г|	1)
G4.n = GT(l ф/Д.	(124)
229
Количество оставшегося воздуха
G, >_ )> = GB -- и— т/j- у 1 ct vG0) и Д1 -—/..,) - Cijl-о ^ос v - 1 )•	1 ~о)
В камере сгорания промежуточного подогрева для повышения
температуры газов от Тг до ТГ1 требуется иска неизвестное коли-
чество топлива Gг1. Для сжигания 1 кг топлива теоретически необ-
ходимо количество воздуха Ло (в кг). Но в камеру промежуточного
подогрева газов поступает не воздуха, а газ с меньшим содержаниеги
кислорода, так что для окисления 1 кг топлива сто потребуется
в количестве Ло1. Величину Л01 определим следующим образом.
В потоке газа Gr на 1 кг оставшегося воздуха приходится чистых
продуктов сгорания
сч. „ __ б,.(1 -:-/п) __	1
Д,.в ” Д/Ч)(°т- 9	 ’) ’
Следовательно,
£<„ = Д [1 --	|( ] -	(126)
Общин коэффициент избытка газа в КСПП1
«v,^g4-= гД‘1 - [) = Д-(Я- - D- 027)
ОТ1/.О1 от1 (1 + сц.Д0) v -	G31 v
Так как в этом выражении неизвестны GT1 и аХ1, следует соста-
вить уравнение теплового баланса, с помощью которого можно
определить ссг1. Уравнение теплового баланса камеры сгорания
промежуточного подогрева газов, отнесенное к 1 кг сжигаемого
топлива, при использовании шкалы Цельсия,
ГТ* ♦	гт* *	Ф
7 т	‘г	7 г 1
/? | )	| +<? = (!+a£1LM)/;i | 	(128)
GO	О
Правая часть равенства выражает теплосодержание смеси газов
на выходе из камеры при температуре TG- Первый член левой части —
теплосодержание 1 кг топлива при его температуре на входе в ка-
меру, второй — теплосодержание поступающего в камеру газа
в количестве, приходящемся на 1 кг топлива. Величина Q — часть
теплоты, выделившейся при сгорании 1 кг топлива, которая пош-
ла на нагревание рабочего тела. Она определяется так же, как и
для основной камеры сгорания:
Q = QbP0 - Qh20 - - Qokp -- Снед,	(129)
где Qh2o — теплота парообразования в продуктах сгорания;
Qoep — теплота, отданная камерой в окружающую среду; (2нед —
теплота, потерянная вследствие химического, механического недо-
жога топлива и диссоциации.
Здесь теплота Q£o должна быть высшей теплотой сгорания 1 кг
топлива при 0 сС в смеси, аналогичной по составу смеси, имеющейся
230
в камере промежуточного подогрева газов. Но, как и раньше, до-
пустимо определение этой величины при горении в чистом воздухе.
Тогда
Г0
QbO = QhT* “Г Qh2O “Г 1(1 ~Г а2Л^01)] /г! j —	X
О
/у* ♦	ГГ' ♦
'О	7 о
X | - /т* |
О	о
(130)
В дальнейшем индекс стандартной температуры Т*, при которой
определяется теплота сгорания топлива, для упрощения будет опу-
щен. Обозначим
QhT* Qoup Фнед— Qu Qokp С^нед^^йг1С?н’
где рг1 — коэффициент полноты сгорания топлива в камере сгорания
промежуточного подогрева газов.
Теперь, подставляя выражение (130) в (128), получим уравнение
теплового баланса
1 г	7 г	' и
/г | -j- аг1Т01 /г j -r- PpiQh "Г (1	(ZviZ'01) /г| j ““ аУ1^01Л' X
ио	о
r it	т0	Гг1
X | - /* | = (1 'ГаГ1Ло1^Г] | •
0	0	о
Суммируя соответствующие члены уравнения, получим
у» Ф	у *	у-	Ф
HtiQh = (1 -1-ОС21Л01)/*1 | — аиТ01/г | —/т | •	(131)
rj' *	7* *	Т	*
' 0	1 о	1	о
Из этого уравнения непосредственно, не прибегая к методу после-
довательных приближений, получить а?:1 нельзя, так как неизвестна
теплоемкость смеси газов на выходе из камеры сг . Поэтому, анало-
гично решению уравнения (70), сначала определим отдельно коли-
чество чистых продуктов сгорания и воздуха в газах за камерой
промежуточного подогрева газов. Известно, что на входе в камеру
в составе каждых 1 + ахЛ0 газа содержится (а2 — 1) Lr> воздуха
(в кг). Значит в а21Т01 газа, приходящегося на 1 кг поступающего
в камеру топлива, воздуха будет
L0(a^— 1)^LO1/(1 -i-a2Lo)-	(132)
В газе за камерой промежуточного подогрева на 1 кг сгоревшего
₽ ней топлива останется воздуха
231
Аналогично этому чистых продуктов сгорания на входе в камеру
промежуточного подогрева на каждые 1 -г «vL0 газа приходится
1 + L() кг. Тогда на a21L01 газа этих продуктов будет
После сгорания топлива на каждый 1 кг его будет чистых про-
дуктов сгорания
О М azi^oi
1 +
ни-
(133)
Очевидно, что сумма этих составляющих рабочего тела на выходе
из камеры, подсчитанных по выражениям (132) и (133), должна дать
общее количество газа, приходящегося на 1 кг дополнительного
сжигаемого в КСПП топлива. Это количество газа равно 1 «v^oi-
Следовательно,
(^-ОКЛх/о! Т , (‘АЫя
1 azL0 ’	1 + azL0
Ао) — 1
Теперь уравнение (131) можно представить в виде *
1	/ a Z Г'л
n.-iQn 4	п I -L (1 -HZ.O)I +
ГГ V	4*
70	70
_	n-i	л-i	r*
+	('K	I	-	LJt I	I	-	I	• (134)
1 г	‘	I	I	I
*y ф	*y ¥	ry *	*y *
10	' 0	1 20	10
При составлении выражений (132) и (133) уже рассматривалось,
в каком количестве воздух и чистые продукты сгорания содержатся
в azlZ>01 кг рабочего тела на входе в камеру промежуточного по-
догрева газов. Учитывая это, можно предпоследний член правой
части уравнения (134) выразить суммой количества воздуха и чистых
продуктов сгорания. Уравнение
(134) примет вид
т *
Г г]
7* *
Tl I
„р
i]riQn --
'z о
7 *
70
r0*
'S	о £1 о!
1 ~
Го
Г(*
т
a..L,
1 о
ч.
7’*
70
T
в
1 о XI О1
а, Л
2 i)
7
232
Суммируя, получим
1]c1Qh =
О '^o)axi^ol
1 -i- аА
(135)
После преобразований
Т*1	Г*	Г*!
\ L,r. | >/т* | -(I ли|
ry4 ♦	rr *	*]' *
J0	10	J 0
(1 -гМ/ч*.п | -нН - 1)Ыв* I
t;	t;
Откуда
• (136)
В развернутом виде, используя средние массовые теплоемкости,
получим
1 °4А>
Loi

11г1^н	(1 + ^о) (Срч> Jr! СРЧ> Jo) Т
+	г-)
(1 Ь Lo) (%. Jr! — %. итг) ~
~ (а2 ~ 9	(СрТГ 1 ~ср1\ )
(137)
Значения сРу н 6>ti уже определялись в общем виде выше.
Найдем ап и расчет камеры промежуточного подогрева продолжим
по схеме, рассмотренной выше. Для этого также надо задаться неко-
торыми величинами и параметрами, средние значения которых при-
ведены в табл. 6.
В ГТД и особенно в стационарных ГТУ может быть исполь-
зован как однократный, так и многократный промежуточный (допол-
нительный) подогрев газов. В последнем случае расчет второй и по-
следующих камер промежуточного подогрева не будет отличаться
от расчета первой камеры. Следует лишь обратить особое внимание
на то, что для полного сгорания топлива необходимо иметь достаточ-
233
6. Средние значения основных параметров камер
сгорания промежуточного подогрева газов
Наименование	Лвианиопнпе Г1Д	Стационарные ГТУ и транспортные ГТД
Топливо	Топливо для реактив- ных двигателей	Жидкое и газообразное
КД	25-60 '=	20-50 **
№Сп	70—125	50—100
ИУз	70—125 *	60—110
^Ф- р	0,2—0,5 * 1,1 —1.5	0,3-0.7 ** 1.5-2,5
Н, МДж/(м3 • ч • Па)	0,84-6,28	0,25- 1,05
Ск'^ж	2- 3	
	1,2-1,8	1,4—4
* Для некоторых схем камер сгорания схф. р -- схг и отсутствует, так
как жаровой трубы на самом деле нет.
** Ориентировочные значения при недостаточном опыте эксплуатации.
ную концентрацию кислорода в газе на входе в каждую камеру.
При определении состава рабочего тела в любой последовательно
расположенной камере промежуточного подогрева, если их две или
больше, надо учитывать следующее.
После сгорания топлива в первой камере промежуточного по-
догрева в рабочем газе за этой камерой остается количество воздуха
Gu  L^G-p  - L()GTi GH - /-о (GT — GTj).
Чистые продукты сгорания за этой камерой
Сч.п, — 0т (1 -j- Go) -f- GT] (1 Lq) = (1 -{- Lo) (GT г 0Ti).
Количество газа за КСПП1
Gri = GB 4-GT-г 0Т1 = GT (1 P а2Л0)-p GTi = Оч.п, т0о.В1 .
При расчете второй камеры промежуточного подогрева газов
удобно считать две первые камеры, основную и КСПП1, как одно
топливосжигающее устройство, с суммарным количеством топлива,
сгоревшего в нем: Gj - - GT Д- GT1.
Количество газа перед КСПП2 G,- - Grl GB G(. Суммарный
коэффициент избытка газа (воздуха) в первом (условном) топливо-
сжигающем устройстве
«2 = Gb/(Gt/-.o).
Эти данные следует принять за исходные. Затем, следуя схеме
определения величин для КСПП1, можно рассчитать КСПП2 и т. д.
НЕКОТОРЫЕ ВОПРОСЫ
ЭКСПЛУАТАЦИИ.
ЭЛЕМЕНТЫ СПЕЦИАЛЬНЫХ
РАСЧЕТОВ
Рассмотренные выше основные вопросы не охватывают всех
специальных и некоторых общих для всех камер сгорания проблем,
часто еще не вполне разрешенных, но весьма существенных. К таким
проблемам в первую очередь относятся рассмотрение особых режимов
неустойчивого горения, моделирование рабочего процесса камер
сгорания, ненормальности работы, дефекты конструкций и некоторые
Другие.
§ 17. КОЛЕБАТЕЛЬНЫЕ ПРОЦЕССЫ
При эксплуатации ГТД всречаются случаи временного наруше-
ния устойчивости протекающих в них самих или их отдельных узлах
рабочих процессов. Так, например, случайное дросселирование
входного патрубка компрессора, резкое перекрытие заслонок воз-
душных трубопроводов, нечеткое переключение кранов системы
топливоподачи и др. могут привести к временной нестабильности
процесса горения топлива в камере сгорания, к четко слышимым
хлопкам, изменению яркости или вибрированию факела и даже к пол-
ному срыву пламени.
Рассмотрим режимы работы камеры сгорания ГТД, при которых
нестабильность процесса горения приобретает характер установив-
шихся колебаний. Это не отдельные хаотические колебания давле-
ния, скорости или температуры потока, всегда сопутствующие про-
цессу сжигания топлива, а регулярные колебания с. достаточно
большой амплитудой и четко выраженной частотой, которые начав-
шись по тем или иным причинам, подцерживаются затем за счет
возникновения регулярного автоколебательного процесса.
Режимы неустойчивого (вибрационного или пульсационного)
горения возможны в любых камерах при любых топливах, они со-
провождаются неприятными шумами, могут приводить к колебаниям
отдельных деталей и систем (управления, регулирования), к меха-
ническим и термическим разрушениям узлов, колебаниям мощности
ГТД, разрушению двигателя. Совершенно очевидна необходимость
исключения подобных режимов.
ГТУ относится к динамическим системам. Современный подход
к анализу устойчивости динамических систем опирается на исследо-
вания Ляпунова в области устойчивости движения. Теоретический
235
анализ и ряд практических выводов и существенных новых положений
получены благодаря трудам Б. В. Раушенбаха, Л. А. Вулиса,
Д. А. Франк-Каменецкого, Ю. X. Шаулова, М. О, Лернера,
Л. Д. Ландау, Е. И. Лифшица и др.
Неустойчивое горение характеризуется различными частотами
колебаний: от единиц до нескольких сот герц — низкочастотные ко-
лебания; от нескольких сот герц до 10—15 тыс. герц — высокоча-
стотные колебания.
Применительно к камерам сгорания иногда удобно делить ко-
лебания на низкочастотные и высокочастотные по соотношению пе-
риода колебаний т0 и времени пребывания смеси в рабочем объеме
камеры сгорания тп. Если т0 > тп, т. е. газ колеблется в камере
как одно целое, колебания считаются низкочастотными. При т0 <
< ти отдельные массы общего объема находятся в существенно раз-
личных фазах колебательного движения и имеет место распростра-
нение волн по камере. Такие колебания будут высокочастотными.
Так, например, при колебаниях с частотой / < 500 Гц (т0 >2 мс)
и тп — 1 мс имее.м низкочастотные колебания.
В подавляющем большинстве случаев частота колебаний опреде-
ляется акустическими свойствами самой камеры, воздухо-газо-
проводов и других элементов. Это естественно, так как колеблю-
щейся средой являются упругие массы газа, которые подчиняются
акустическим закономерностям. В зависимости от характера коле-
баний их относят к нульмерным или одномерным. При нульмерных
колебаниях давление во всем объеме камеры изменяется одновременно
и одинаково. Такие колебания по существу являются низкочастот-
ными. В камерах сгорания ГТД обычно наблюдаются одномерные
колебания, причем чаще всего такие, при которых масса газа колеб-
лется в направлении течения потока (продольные колебания). В раз-
личных сечениях вдоль оси потока амплитуды колебаний разные,
несмотря на то, что они имеют одинаковую частоту (стоячие волны).
Частота таких колебаний зависит от длины газового канала, она
определяется краевыми условиями. Очевидно, что массы газа колеба-
блются не только в области, близкой к зоне горения, но и в примы-
кающих воздухо-газопроводах.
Исходя из изложенного, можно рассматривать следующую иде-
ализированную схему: по достаточно длинному каналу постоянного
сечения движется газ и в какой-то области канала осуществляется
горение. Из акустики известно, что, если оба конца канала закрыты
или открыты, то период колебания т0 газа будет равен времени про-
бега звукового импульса в трубе по течению и обратно:
L.	о	/.
f dx , г dx л г с dx
т»= J 75+Т + J 77ГТ = 2 J 7^7’
0	I.	о
(138)
где х — координата вдоль оси потока; w — местная скорость
течения (одномерного); с — местная скорость звука; L — длина
трубы.
236
когда один из концов канала открыт, а другой закрыт, период
колебания удваивается:
т„ = 4 j
О
cdx
с2 — ш2
(139)
Найденные ио выражениям (138) и (139) частоты
со = 2 л/т0
(140)
определяют лишь основной тон или первую гармонику колебаний.
В действительности могут существовать и высшие гармоники с более
высокими частотами. Для первого случая они определяются умно-
жением частоты первой гармоники на числа 2, 3, 4, 5, ..., для
второго — умножением на 3, 5, 7, ... и т. д.
В соответствии с краевыми условиями конец канала считается
открытым, если течение в нем дозвуковое и он не загроможден ка-
кими-либо деталями конструкции. Если, например, концевое сече-
ние несравнимо меньше сечения самого канала, то он считается за-
крытым.
Частоты, рассчитанные по приведенным выражениям, обычно
характеризуют лишь порядок действительных величин. Это объяс-
няется значительными упрощениями явления и неучетом отдельных
свойств самого процесса горения. Для большинства практических
случаев, однако, такая оценка вполне приемлема. При продольных
колебаниях газа характерным размером является длина L трубы
(камеры сгорания). Кроме продольных могут быть и поперечные
колебания: тангенциальные с характерным размером диаметра D,
и радиальные, обладающие осевой симметрией и имеющие в ка-
честве характерного размера радиус трубы R = 0,579. При про-
дольных колебаниях параметры газовой среды в камере (давление,
скорость, температура и т. д.) меняются только вдоль оси течения,
в сечениях же перпендикулярных к оси, все параметры постоянные.
При поперечных колебаниях параметры изменяются только в по-
перечных плоскостях одинаково в любом сечении вдоль оси камеры.
Тангенциальные колебания могут быть как со стоячими, так и с бе-
гущими волнами. При колебаниях в форме бегущей волны узловые
поверхности поворачиваются. Легко представить и совмещенные,
комбинированные колебания. Так как для удлиненных объемов
(каналов) L > D, поперечные колебания характеризуются более
высокими частотами по сравнению с продольными, причем частоты
радиальных колебаний выше, чем тангенциальных. Поэтому попереч-
ные колебания можно рассматривать как высокочастотные.
При возникновении колебательных явлений в камере необходимо прежде всего
выяснить, какой тип колебаний имеет место. Часто это легко сделать по осциллограм-
ме. Зная характерные размеры камеры сгорания, несложно оценить порядок воз-
можных частот акустических продольных и поперечных (высокочастотных) колеба-
ний. Очевидно, что если зарегистрированные частоты значительно ниже подсчитан-
ных по выражениям (138) — (140), то колебания будут низкочастотными. Так как
в действительности чаще всего наблюдаются продольные колебания, рассмотрим их
подробнее.
237
Длительное существование любых колебаний возможно только при наличии
регулярного источника энергии. В камере сгорания существует два источника энер-
гии: 1) кинетическая газового потока; 2) тепловая, выделяющаяся в процессе горе-
ния топлива, которая значительно больше первой. Возникновение колебаний за
счет тепловой энергии возможно лишь после завершения какого-то изменяющегося
во времени процесса, тогда как кинетическая энергия потока в любой момент сама
может стать возбудителем колебаний через аэродинамические или термодинамиче-
ские процессы, при которых она поочередно то накапливается, то выделяется.
Взаимодействие процесса горения с потоком в системе, порожда-
ющей устойчивые колебания, достаточно сложно. Неоднородность
среды, пульсации пламени, широкое поле мгновенных локальных
скоростей химических превращений, тесно связанных с меняющи-
мися во времени параметрами газа, — все эю усложняет анализ.
Уже сами изменения локальных скоростей служат источником
звуковых воли, способствующих возникновению колебаний.
Итак, очевидно, что пульсирующее горение должно быть авто-
колебательным процессом, в котором колеблются упругие массы
газа. Колебания эти сопровождаются потерями, которые должны
возмещаться каким-то источником энергии. Должен существовать
и определенный механизм — вибратор, периодически подводящий
эту энергию к газовым массам.
Рассмотрим схему генерации акустической энергии процессом
горения. Определим вначале энергетическую сторону явления пуль-
сационного горения. В канале длиной L в направлении оси х течет
горючая смесь. В зоне горения протяженностью 6 и объемом V к газу
подводится теплота. По обе стороны от зоны 6 находятся пассивные
колеблющиеся массы текущего газа, колебания которых приводят
к потерям на излучение акустической энергии во внешнюю среду на
концах канала. Считаем, что колебания поддерживаются явлениями,
происходящими в зоне горения, где генерируется акустическая энер-
гия, которая затем передается по обе стороны от зоны 6 и воспол-
няет потери.
Пусть суммарный поток акустической энергии, генерируемой
зоной горения, будет Ах. Обозначим через и А2 потоки ее, ухо-
дящие соответственно через левую и правую границы области 6.
Тогда, если суммарный поток энергии положительный, то
А^А.-А.,	(141)
Величину Ai считаем положительной, если направление потока
энергии совпадает с направлением оси х. Условие Лу > О будет оз-
начать передачу акустической энергии от зоны 6 к газу, расположен-
ному рядом. При отсутствии потерь (идеальный процесс) условие
возникновения неустойчивости выражается неравенством
Лу > 0.	(142)
Это очевидно, так как при отсутствии потерь акустическая энер-
гия будет аккумулироваться в объеме канала, а с возрастанием ее
количества будут увеличиваться и амплитуды колебаний —система
будет возбуждаться и колебания будут нарастать. При
Л2<0	(143)
238
колебания будут затухать и система должна характеризоваться
как устойчивая. Промежуточное состояние процесса называется гра-
ницей устойчивости, его определяет равенство
Лх - 0.	(144)
В реальной системе при наличии потерь (П > 0) вместо при-
веденных ранее условий, определяющих устойчивость системы,
надо использовать следующие:
граница устойчивости Аъ — П\	1
условие устойчивости Л2</7;	У	(145)
условие неустойчивости AzZ>H. J
Для газового течения полный поток энергии
А:) = pw (0,5иД2 cvT) pw,	(146)
где р — плотность газа.
Первый член правой части (поток кинетической и внутренней
энергии) можно не рассматривать, потому что он связан с переносом
массы, тогда как акустическая энергия передается давлением.
Если в газовой системе имеются гармонические колебания, то рас-
сматривая величины, входящие только в последний член, получим:
р = р0 6р; др = | др | sin сот;
w = w0 6ю; dw ~ | dw | sin (сот -j- q).
Выделенные вертикальными прямыми величины определяют ампли-
туду колебаний. Последний член системы (146)
pw = powo podw w^dp + dpdw.	(148)
Интегрируя это выражение за весь период колебаний т =
= 2л/(о и относя к периоду, получим средний поток энергии
2 Л
СО
(/лс')ср = PqWq -j- 0,5(о/л [ dpdw 6т.	(149)
о
Часть потока энергии powt) с колебаниями не связана и может
дальше не рассматриваться. Второй член правой части характери-
зует поток акустической энергии А. После преобразований
2 Л
/4 = 0,5со. л| др dw 6т = 0,5 j др j | dw | cos q\ (150)
о
Поток акустической энергии определяется амплитудами коле-
бания скорости и давления и фазовым сдвигом q? между ними. Счи-
тая течение слева и справа от зоны 6 одномерным, обозначим все
239
(147)
величины соответственно на левой и правой границе зоны горения,
индексами 1 и 2. Теперь, используя выражения (141) и (150),
запишем
—- 0,5со
(6/7-2 &О2 -- 6/?! dlt'i) 6т
(151)
Величины 6йУ.2, 6/?2, и др1 определяются колебаниями газо-
вых масс в канале, как общей единой упругой среды, поэтому они
могут отличаться амплитудами колебаний, быть сдвинуты между
собой на некоторые фазовые углы (по аналогии с углом ср). Однако
колебаться они будут с одним периодом и одинаковой частотой. Обоз-
начим разности
= Е; 6/?2 — 6/?1 — F.	(152)
Так как разности и суммы синусоид, имеющих одинаковый период,
также являются синусоидами этого же периода с фазами и ампли-
тудами, определяемыми фазами и амплитудами слагаемых, вели-
чины Е и F изменяются во времени синусоидально с частотой со.
Они имеют определенный физический смысл. Так, например, F
характеризует колебание сопротивления зоны горения 6. Перепад
статического давления р2 — рх возникает вследствие гидравличе-
ских и тепловых потерь. При наличии у давлений р2 и рх гармони-
ских составляющих колебание сопротивления р2 — рх во вре-
мени определится разностью 6/?2 — Ьрх = F.
Величина Е характеризует колебание скорости расширения объ-
ема газа внутри зоны горения 6 при подогреве. Если величины Ьр2
и 6io2 выразить через §рх, F и Е, то, используя выражение
(151), можно получить
2.7
со
Л; (EdP1-F6W1 + EF)dT.	(153)
О
Это выражение определяет поток акустической энергии, генери-
руемой зоной горения, в виде функции колебания давления и ско-
рости перед ней и свойств непосредственно процесса горения, опре-
деляемых величинами Е и F. Обозначая сдвиг фаз между Е и Ьрг
через ф1; между F и бссд через ф2, а между F и Е через ф3, можно
аналогично (150) выразить
Az = 0,5 (| Е 116/?! | cos фх  Н | F 11	| cos ф2 ф-1F | j Е | cos ф3). (154)
В частном случае F = 0,	= 0,5 | Е | | дрг | cos фх. Для возбужде-
ния колебаний (Л2 > 0) необходимо, чтобы —0,5л < фг < 0,5л.
При слабых течениях приближенно можно полагать колебательную
составляющую скорости расширения газа Е но фазе близкой колеба-
тельной составляющей подвода теплоты. В этом случае наибольшее
возбуждение системы (ф} — 0) наступит при совпадении фаз колеба-
210
ний давления и подвода теплоты (максимальный теплоподвод при
наибольшем сжатии).
В другом частном случае Е = 0 имеем Az =-= 0,5 | F | | б^д | X
X cos <р2. Рассуждая аналогичным образом, получим, что наиболь-
шая возбудимость системы определится условием ср2 = 0, только
в данном случае при увеличении подвода теплоты величина р2 из-за
роста теплового сопротивления уменьшится. В рассмотренном перед
этим случае имело место увеличение w2. Таким образом, здесь наи-
больший подвод теплоты (наименьшее значение F) достигается тогда,
когда скорость минимальная и бсхд имеет максимальное отри-
цательное значение.
Рассмотренные два примера соответствуют случаям обеспечения
колеблющейся системы энергией из различных источников: тепловой
и кинетической энергии течения газа. Действительно, если колебание
подвода теплоты будет совпадать по фазе с колебаниями давления,
то в момент повышенного давления подвод теплоты увеличенный,
а в момент понижения давления уменьшенный. Относительно не-
которого среднего подвода теплоты процесс можно характеризовать
так: при сжатии газовых масс получаем дополнительный подвод
теплоты, а при разрежении отвод. Из термодинамики известно, что
подобные циклы дают положительную энергию (имеется в виду пере-
ход тепловой энергии в механическую). Так как процесс этот пери-
одический, колеблющаяся газовая система периодически получает
механическую энергию, постоянно возбуждающую ее.
В другом случае, когда колебания процесса подвода теплоты
приводят к колебаниям теплового сопротивления (как вообще в лю-
бом случае колебания сопротивления), следует ожидать, что в усло-
виях течения газа часть его кинетической энергии будет возмущать
колебания. В камерах сгорания источником энергии колебательных
процессов будут одновременно оба фактора (£ =/= 0 и F 0), причем
колебание подвода теплоты обычно не бывает в фазе с колебанием
давлением и в противофазе со скоростью, и, таким образом, условия
возбуждения колебаний значительно усложнятся. Тем не менее воз-
мущение колебаний процесса горения в основном определяется
двумя характеристиками зоны горения Е и F. Найдем их на при-
мере рассмотрения упрощенной схемы возмущенного процесса го-
рения. Будем считать, что длина зоны наиболее интенсивного горе-
ния б несравнимо меньше общей длины Е камеры сгорания. Пола-
гаем, что область возмущенного теплоподвода — это та часть зоны
горения, в которой имеются значительные колебания подводящей
теплоты. Чаще всего это начальный участок области горения, так
как в начальной стадии развития процесс горения особенно чувстви-
телен к различным пульсациям давления, скорости, температуры и
других параметров набегающего потока.
Уточним представление о положении границ зоны горения б.
Между сечениями, перпендикулярными к оси канала, располага-
ется объем газа V, внутри которого протекает процесс неустойчи-
вого горения (зона возмущенного горения). Считаем, что площадь
поверхности пламени S и в целом пределы области неустойчивого
241
горения не пересекают границ зоны возмущенного горения V при
любых предельных положениях (например, S и Зх), которые будут
иметь место при колебании газовых масс. Связь параметров течения
(одномерного) в сечениях I —I и II—II получим, из закона сохране-
ния массы, импульса и энергии:
р.дсь =	j р dV;
v
2 ,	2 ,	1 д f
-г р2 = Р1^1 -Г Р\-------— J pw dV;
р2'^2 (O,5te’2 срТ2 q2) = pi^i (0,5ci’f -ф срТ, — q{) --
----- ~ J (> (0.5^- '-с„Т \ -q) dV,
(155)
где f — площадь поперечного сечения канала; q — удельная скры-
тая химическая энергия массы горючей смеси.
Изменение потока q при пересечении зоны горения свидетель-
ствует о переходе части этой энергии в теплоту в ходе горения.
В общем случае вследствие неполноты сгорания значение q2 =/= 0.
Примем за мгновенную эффективную полноту процесса горения
’1г = (7i — 72)/7i-
(156)
Используя значение /гг, q2 можно исключить из системы урав-
нений (155). Как уже отмечалось, зарождение и существование аку-
стических колебаний связано с изменением разностей давлений
и скоростей в сечениях.
Для упрощения выяснения причины, почему эти разности колеблются, будем
считать величины pi и wi в сечении I—I постоянными и выясним причины, вызываю-
щие колебания р2 и w2 в сечении II—II.
1. Колебания процесса подвода теплоты. Разность piu^i — p2^W2 будет иметь
колебательную составляющую, так же как и частные производные от интегралов.
В первом уравнении полученной системы (155) в связи с колебаниями подвода теп-
лоты будет колебаться плотность р за фронтом пламени и, таким образом, общее ко-
личество массы (в объеме У) будет иметь колебательную составляющую. Очевидно,
что в правой части уравнений вместе с постоянными величинами pi, Wi и т. д.
появятся колебательные составляющие и р2, р2, w2 и т. д. также будут колебаться.
2. Перемещение фронта пламени (даже при постоянном подводе теплоты). Если
фронт пламени колеблется между положениями S и Si, то даже при постоянной плот-
ности газа за фронтом пламени масса газа в объеме V будет колебаться.
Колебание положения фронта пламени может быть вызвано несколькими при-
чинами: колебаниями скорости течения бац; колебаниями местных скоростей рас-
пространения пламени; перемещениями вихревых зон, местными возмущениями
давления вследствие неоднородности концентраций смеси и др. Все эти факторы можно
свести к одному параметру, если ввести представление об изменении эффективной
скорости распространения пламени
=	Vr(U	(157)
где Уг (т) — объем горячих газов в зоне горения за фронтом пламени. Можно по-
казать, что при возбуждении вибрационного горения определяющую роль имеют
амплитуды возмущения процесса горения, а также фазовые сдвиги этого возмуще-
ния относительно фазы колебаний среды с учетом времени запаздывания.
242
Рассмотрим теперь другую стороне автоколебательного про-
цесса — механизм, регулирующий поступление энергии в колебатель-
ную систему, т. е. механизм обратной связи в системе.
Будем исходить из следующего. Если подвод теплоты 6Q и ско-
рость распространения пламени колеблются с акустической ча-
стотой, то это обусловит появление положительных величин F и Е.
Кроме того, если их величина достаточна и имеются определенные
сдвиги по фазам относительно, например. то в зоне горения будет
генерироваться акустическая энергия. Эта энергия А? постоянно
расходуется па возмущение масс газа по обе стороны от зоны горе-
ния б. Для анализа течения автоколебательного процесса далее
необходимо выяснить, как акустические колебания масс газа
вызывают возмущения процесса горения (создавая величины 6Q
и бааг > 0). Причем эти возмущения должны зависеть от акусти-
ческих колебаний и возникать в том же ритме с соответствующими
фазой и амплитудой. Если такой механизм обратной связи суще-
ствует, то система способна к самовозбуждению. Пусть в данном
процессе горения величины 6Q и базг будут функциями колебатель-
ной составляющей скорости газового потока перед зоной горения
d&'i или давления 6/?j, например:
6Q = kY б^'р бк’г = k2 бёС'1,	(158)
где kY и k2 — некоторые постоянные коэффициенты.
Уравнения (158) аналитически выражают обратную связь в си-
стеме. Рассмотрим примеры обратной связи.
1.	При мало- и средненапорных системах топливоподачи расход топлива может
колебаться вследствие изменения противодавления (давления газов в камере сгора-
ния). Если произошло даже случайное повышение давления в камере (рис. 128, а),
то перепад давлений в форсунках Дрт соответственно уменьшится (рис. 128, б).
Тогда начнет уменьшаться расход топлива, но не сразу ввиду инерции системы по-
дачи топлива, а лишь через некоторое время ти (рис. 128, а). Горение нового коли-
чества топлива и его влияние на давление в объеме камеры также скажется не мгно-
генно, а с запозданием на некоторый отрезок времени тг (рис. 128, г).
Значит, пульсация давления в камере может сказаться в виде обратного воздей-
ствия только через некоторое время Тц -г тг. Если этот отрезок времени близок к по-
лупериоду первоначального колебания давления, то обратное влияние уменьшения
количества сгоревшего топлива проявится к моменту наименьшего значения давле-
ния в камере, и произойдет повторное уменьшение давления, а следовательно, нач-
нется автоколебательный процесс.
Процесс смесеобразования в зоне горения
камеры всегда имеет пространственную не-
равномерность, за счет которой изменяется
распределение топлива по потоку. Если это
изменение имеет периодический характер, то
это может вызвать колебания как выделения
теплоты, так и положения фронта пламени.
2.	При изменении скоростного напора в
воздушно?>1 потоке, обтекающем конус топли-
ва, впрыскиваемого форсунками, например,
вследствие колебаний массы газа, могут из-
меняться траектории полета капель (струй)
Рис. 128. Схема возбуждения колебаний
243
Рис. 129. Неустойчивое горение:
а — пульсация подачи топлива; б — срыв
вихрей
горючего. В потоке ниже форсунок
поля концентраций топлива по сече-
ниям будут периодически меняться, что
может вызвать колебательный характер
горения, ' связанный с колебаниями
масс газа в камере.
3.	При периодических колебаниях
расхода воздуха, поступающего в зону
горения, здесь может возникнуть коле-
бание коэффициента аг избытка воздуха. Частота колебания будет совпадать с часто-
той колебаний масс газа в камере, т. е. колебания будут иметь акустическую частоту.
Так, если в сечении 0—0 (рис. 129, а) находится коллектор с форсунками, а ско-
рость течения воздуха вследствие акустических колебаний потока меняется, то в этом
месте попеременно образуется то богатая, то бедная горючая смесь. При движении
ее к зоне горения 6 со средней скоростью Wi появится волна возмущения длиной X =
= гдцт' (т' — период акустических колебаний). Если в начальном сечении зоны го-
рения (/—/) скорость течения не изменялась, то период колебаний системы здесь
будет равен т' = kiwi, т. е. колебания с акустической частотой величины аг в смеси
перед зоной горения обусловят колебания процесса горения.
4. При периодических вихреобразованиях в каналах камеры сгорания возможно
совпадение их частоты с частотой акустических колебаний газовых масс. Тогда,
попадая в зону горения, вихри систематически возмущают и выделение теплоты и
поверхность фронта пламени. Схема процесса такого рода показана па рис. 129, б.
Выступающая деталь, стойка, заусенец и т. д. порождают серию вихрей, поступаю-
щих в зону горения 6 (верхняя часть рис. 129, б). На нижней половине показана
схема устранения этого явления с помощью спрямляющей сетки С.
Срыв вихрей возможен и с кромок стабилизаторов камеры сгорания. Хаотиче-
ское вихреобразование здесь при возмущении колебаний газовых масс может пере-
страиваться, переходя в периодическое с частотой акустических колебаний.
Исключить вихреобразование можно, улучшая аэродинамику входных каналов,
устраняя объемы, дающие резкий диффузорный эффект, лишние выступающие части,
плохообтекаемые тела. Все эти мероприятия способны «разорвать обратную связь»,
определяющую автоколебательный процесс.
Предупреждение вибрационного горения облегчается тем обстоятельством, что
для самовозбуждения колебаний нужна не любая обратная связь, а лишь та, которая
обеспечивает необходимые амплитуды и фазовые соотношения. Так, например, в рас-
смотренном примере (рис. 129, б), смещая топливный коллектор (сечение 0—0) по
оси х, можно изменить фазы поступления различной смеси в зону 6 и тем самым устра-
нить колебания процесса горения. Возможно, например, воздействие на амплитуды
6Q и <5юг, сводя их к достаточно малым величинам. Несмотря на неизменность меха-
низма обратной связи, колебания устраняются. Некоторые исследования показывают
наибольшую действенность такого способа, особенно тогда, когда существо меха-
низма выяснить трудно.
Применительно к схеме рис. 129, б этот способ можно реализовать, например,
рассредоточением зоны горения. Если создать зону горения не по схеме I—1-^11—II,
а разделить ее (например, двумя и более стабилизаторами), предположим, на две
зоны с передними границами в двух сечениях на расстоянии 0,5Х, то характер го-
рения изменится. В момент, когда в первом сечении сгорает бедная смесь в зоне вто-
рого сечения находится и горит богатая смесь, и в результате схема горения прибли-
зится к невозмущенному процессу.
5. При колебаниях масс газа давление, скорость и температура смеси также
могут иметь периодические составляющие. Известно, что скорость нормального
распространения фронта пламени ип зависит от р и Т, а турбулентная скорость рас-
пространения ил и от w. Колебания скорости распространения пламени непосред-
ственно влияют на устойчивость процесса горения.
6. При колебаниях газового столба и соответственно поверхности фронта пла-
мени сам фронт пламени имеет значительные ускорения, очень сильно влияющие на
214
важнейшие характеристики процесса горения. Кроме того, поверхность пламени
можно рассматривать как поверхность раздела сред различной плотности (холодная
горючая смесь и горячие продукты сгорания), способную образовывать гравита-
ционные волны. Эти волны бывают устойчивыми, если ускорение действует в сторону
более плотной среды и неустойчивыми при действии в сторону менее плотной среды.
Неустойчивость данной поверхности раздела сред приводит к интенсивному волно-
образованию в системе.
В зоне горения ускорение элементов поверхности фронта пламени периодически
меняется по направлению, сказываясь на положении и площади поверхности фронта
пламени, что, естественно, может привести к периодическим возмущениям действую-
щей скорости распространения поверхности фронта пламени в системе акустических
колебаний масс газа.
7. При наличии источника зажигания (форкамера, дежурная горелка и др.)
процесс воспламенения горючей смеси может периодически прерываться, если сред-
няя скорость потока вместе с колебательной ее составляющей, вызванной, например
акустическими явлениями, будет превышать критическую скорость срыва пламени.
Когда скорость потока превысит это значение, фронт пламени оторвется от источника
и при восстановлении умеренной скорости течения создастся новая поверхность пла-
мени. Повысить устойчивость процесса горения в таком случае можно повышением
мощности источника зажигания.
Рассмотренные примеры нс исчерпывают все возможные случаи появления об-
ратных связей, способных при наличии источников энергии приводить к автоколе-
бательным процессам, определяющим неустойчивость горения в камерах сгорания
ГТД.
Отдельные примеры и рекомендации по устранению неустойчи-
вости горения можно дополнить некоторыми общими, чаще всего
качественными, основанными на результатах практики. Низкоча-
стотная неустойчивость процесса горения свойственна установкам,
работающим с низким давлением подачи топлива и небольшим дав-
лением в камере сгорания. При увеличении давления в камере
низкочастотная устойчивость системы повышается, но параллельно
развиваются колебания повышенной и высокой частоты, чему спо-
собствует, например, уменьшение времени запаздывания.
Отмечено, что частота колебаний в отдельных трактах, обычно соответствует
частоте колебаний давления в камере. Частота колебаний увеличивается с ростом
эффективной длины установки (камера сгорания), однако не при любых режимах и
параметрах работы. В области высоких частот при определенном составе смеси с ро-
стом длины камеры сгорания устойчивость повышается, а частота колебаний пони-
жается. Такие несколько противоречивые данные, конечно, могут быть следствием и
недостаточной изученности данного явления. Объяснить это можно, как отмечают
большинство исследователей, влиянием состава смеси, вида топлива и элементов
конструкции (например, горелочного устройства) на форму и характер колебаний.
При различных длинах канала, особенно малых, зоны вибрационного горения (высо-
кочастотные колебания) могут иметь разрывы, чередуясь с зонами устойчивого го-
рения. В каналах большой длины отдельные зоны могут сливаться в одну зону не-
устойчивого горения, состоящую из участков колебаний различной частоты.
Следует отметить такое явление: впрыскивание воды в поток воздуха перед
камерой сгорания повышает устойчивость процесса. Устойчивость повышается также
при более интенсивном вводе боковых струй воздуха и значительной перфорации
(большом числе отверстий и выштамповок, особенно продольных) по длине жаровой
трубы. Здесь наряду с эффектом рассеяния имеет место значительная неоднород-
ность полей температуры и скорости, что дифференцирует течение процесса в отдель-
ных объемах системы газового потока. Пульсационные режимы с низкими частотами
(единицы и десятки герц), но со значительными амплитудами колебаний, приводят
к колебаниям потока, длины и яркости факела вплоть до срыва пламени, сопро-
вождаются звуками низкого тока, могут вызвать колебания установки и мощности
ГТД и даже разрушение конструкции.
245
Для высокочастотных колебаний с меньшими амплитудами характерны звуки
высоких топов (визг), они могут приводить к тем же неприятным последствиям.
Колебания давления заметно увеличивают среднее гидравлическое сопротивление
камеры, обусловливая даже перераспределение потоков по отдельным каналам.
Эти колебания вместе с колебаниями скорости нарушают течение в пристенных
зонах (деформируя заградительные потоки охлаждающего воздуха) и ухудшают
охлаждение стенок жаровой трубы. Обычно при вибрационных режимах горения
температура стенок повышается па 100—200 К. В условиях высокочастотных коле-
баний наиболее характерны случаи разрушения ст вибраций отдельных частей и
узлов установок: жаровых труб, экранов и других детален камер сгорания, а также
лопаток турбины и двигателя целиком.
Наряду с неприятными последствиями высокочастотные колебания оказывают
положительное влияние на длину факела, при колебаниях она несколько сокращает-
ся и пламя имеет более яркое свечение (обесщ ечивается). Это можно объяснить ин-
тенсификацией процессов тепло- и массообмена в зоне горения, вызванной колеба-
ниями газовых масс. По-видимому, такое явление может быть использовано для
повышения эффективности топливосжигающпх устройств.
Однако в камерах сгорания пока неустойчивое горение приводит к ухудшению
рабочего процесса, усложнению условий эксплуатации и снижению надежности
конструкции.
Основные мероприятия, повышающие устойчивость горения или
исключающие режимы возникновения колебаний, следующие:
1)	повышение мощности источника воспламенения (дежурного
факела, системы стабилизации пламени);
2)	уменьшение коэффициента избытка воздуха в зоне горения;
3)	улучшение аэродинамики проточной части входных каналов;
4)	впрыскивание воды (водяного пара) в поток газа (воздуха);
5)	повышение давления подачи топлива;
6)	перфорация стенок жаровой трубы в зоне горения;
7)	изменение длины жаровой трубы и всего канала до соплового
аппарата турбины;
8)	изменение распределения топлива в потоке в зоне горения;
9)	постановка дополнительного антивибрационного экрана в зоне
горения внутри жаровой трубы;
10)	рассредоточение объема зоны горения, например, установкой
эшелонированных стабилизаторов, применением микрофакельных
устройств и др.
§ 18. ОСНОВЫ ТЕОРИИ МОДЕЛИРОВАНИЯ
ПРОЦЕССА ГОРЕНИЯ
Так как процесс горения — это совокупность явлений химической
кинетики, аэродинамики, тепло- и массообмена и т. д., то создание
методов расчета горения топлива в реальных условиях, а значит, и
разработка рациональной конструкции камеры сгорания, возможны
только при комплексном изучении этих явлений. Количественные
результаты могут быть получены на основе методов аналитического
решения с описанием в конкретных условиях закономерностей про-
цесса горения системой дифференциальных уравнений и решением
этой системы в конечной, интегральной форме. Такая методика из-
вестна, но, к сожалению, вследствие недостаточной разработанности
теории горения широкого использования не имеет. Такшм методом
удается пока анализировать только отдельные конкретные случаи
246
и то при некоторых условиях и упрощающих предпосылках. Ника-
ких общих решений для любой геометрической формы камеры, лю-
бого характера движения и т. д. ввиду чрезвычайной сложности сум-
марного процесса пока не найдено.
Значительные перспективы получения необходимых практике рас-
четных данных и количественных соотношений заложены в исполь-
зовании теории подобия. Она позволяет определить условия, необ-
ходимые и достаточные для закономерного распространения резуль-
татов, полученных при исследовании процесса в одном масштабе
(на малой модели), на ряд аналогичных процессов, осуществляю-
щихся в другом масштабе (в натурных образцах). Очень важным
представляется и решение методами моделирования задач, связанных
с разработкой новых камер сгорания на основе данных, накопленных
на аналогичных рабочих конструкциях. Эти же методы удобно при-
менять и для изучения частных сторон всего процесса.
Проблема обобщения данных единичного опыта возникла в раз-
ных областях науки. Известны успехи, достигнутые теорией подобия
в аэродинамике, теплопередаче, теории электричества и др., где
чисто математический анализ выполнить затруднительно. Исходные
элементы теории подобия были заложены еще в трудах Ньютона,
Букингема, Нуссельта, Рейнольдса и др. Большая заслуга в стано-
влении теории подобия принадлежит акад. М. В. Кирпичеву,
а также М. А. Михееву, А. А. Гухману и др.
Применяя теорию подобия для исследования различных явлений,
до настоящего времени по существу использовали три классических
закона физики: сохранения материи, энергии и импуХьса. Мате-
матически эти законы описываются дифференциальными уравнениями
материального, теплового баланса и движения вязкой жидкости.
Для гомогенной газовой системы, рассматривая молекулярные
процессы, эти уравнения можно представить следующим образом:
уравнение материального обмена
w0 = div (Di grad пг) — div (шг);	(159)
уравнение теплового обмена
Qo = div (X grad 0) — div (cppu0);	(160)
уравнение движения вязкой жидкости
dv/dx = F — p'1 grad p + vA2y -g (v/3) grad div v, (161)
где w0 — скорость материального обмена единицы объема с окружа-
ющей средой; Qo — скорость теплового обмена единицы объема;
Di — коэффициент диффузии z-го вещества; aL — концентрация
/-го вещества; v — скорость потока; к — коэффициент теплопровод-
ности; 0 — температура; р — плотность среды; v — коэффициент
кинематической вязкости.
Уравнение (159) для данного элемента объема характеризует
общее изменение числа молекул данного вещества за счет превраще-
ния, скорости течения и диффузии. Уравнение (160) определяет сум-
марный поток теплоты, подводимый к объему извне за счет движения
'	247
потока (конвекции), теплопроводности и выделения теплоты в ходе
химического превращения. Таким образом, теплообмен лучеиспу-
сканием не учитывается. В камерах сгорания ГТД потоки лучи-
стой теплоты значительные, но пренебрегать ими иногда можно, тем
более если в задаче не рассматриваются условия теплового режима
деталей конструкции, например стенки жаровой трубы.
Уравнение движения Навье-Стокса (161) устанавливает связь
между кинематическими величинами, массовыми силами, давлением
и вязкостью. В практических расчетах, кроме особых случаев,
массовыми силами F обычно пренебрегают.
Для примера ввиду особой важности условий гидродинамического подобия
рассмотрим путь их определения. Ради простоты рассмотрим течение в проекции
на ось х:
dvx dx -}-• vx dvx дх [- vy dvx ду J- vz dvx, dz --- gx — у.'1 др дх
+ v [а2ух/Дх2 -f- d2vx ду2 J- d2vx'dz2 + 0,33а.дх ~г ~г ^7-) j • О62)
Пусть это уравнение описывает натурное течение, тогда для модели в аналогич-
ном уравнении все величины обозначим штрихами (у'_; х'; у'; р’\ р'; ...). Используя
константы подобия, получим
х',х = y'jy = z',z = kf, x'i%- kx, v'у — kv\ p'p =./?p;
g^g-'-kg, v'v- 4>v, p'/p kp.
Уравнение движения для модели
kv dvx	kb ( dvx	,	\	kp	1	dp	,
kx dx	' ki\	31 dx	1	/	kpki	о	dx	‘
+ 1 a / \y |63)
^2 dx2	3 dx \ dx / j	v
Для подобных процессов все комплексы из констант подобия должны быть равны:
" *, “ kp!W " к^:к1	(«>
Таким образом, константы подобия kv, kx, ki и т. д. для подобных процессов
связаны данной конкретной зависимостью, вследствие чего соответствующие ком-
плексы констант в уравнении (163) для модели могут быть сокращены. Тогда исход-
ные уравнения для натуры и модели будут одинаковыми, так же как и интегральные
решения.
Равенство (164) позволяет получить критерии подобия течений. Определим один
из них, рассмотрев совместно второй и последний комплекс равенства (164):
kl!kl = kvkv'k2l или Vz^v^1-
Развернув последнее равенство, получим
(v'/v)(x7'x)	,
-——-г —-	1 ИЛИ VI. V V Г V .
V /V
Инвариант vl/v, представляющий отношение силы инерции к силе трения, отнесен
ное к единице объема
/ ру2 uu pvl vl \	„	„ _
—t— : -тт- — -2  — — , есть известный критерии Re.
\ I I2 [X v /
Рассматривая попарно остальные соотношения, можно выразить
Ей = р/(рг»2) = idem — критерий Эйлера;
Fr — gl/v2 = idem — критерий Фруда;
Но = vx'l — idem — критерий гомохронности.
248
В действительности некоторые критерии целесообразно путем преобразований
приводить к более удобному виду. Например, Fr (Re)2g/3/v2 = Ga — критерий
Галилея, или Ga (р — р0)'р- Аг — критерий Архимеда. Наконец, если (р — р0)/р =
= Р AZ (Р — коэффициент объемного расширения), то GaP Д/ = Gr — критерий
Грасгофа. Можно выполнить и другие преобразования.
Дамкелер, впервые рассмотревший совместно систему уравнений
типа (159)—(161), применительно к процессам физико-химических
превращений кроме известных уже до него критериев получил че-
тыре новых:
Г'1 _ &twl . гч _ atwl2 .
1 aiv ’	11 a/Dj ’
n ____ Qwl2 n _____ Qwl2
"FT’
где at — стехиометрическое число превращения, указывающее со-
отношение количеств превращения (z-ro компонента и продукта ре-
акции); ai — концентрация z-ro компонента, моль/м3.
Физический смысл критериев вполне определенный:
DT — отношение скорости образования продуктов химической
реакции к скорости отвода этих продуктов конвекцией;
Dn — отношение скорости образования продуктов реакции к ско-
рости удаления этих продуктов диффузией;
Din — отношение скорости выделения теплоты в ходе химиче-
ской реакции к скорости отвода теплоты конвекций;
Djv — отношение скорости выделения теплоты за счет химиче-
ского превращения к скорости передачи теплоты теплопроводностью.
Система уравнений (159)—(161) и группа критериев (Re; Dx;
Dn; Din; DIV) могут быть использованы для анализа физико-
химических превращений в условиях уже существующего подобия,
т. е. для частного круга явлений. Как показал Г. К- Дьяконов, си-
стема трех уравнений (159)—(161) недостаточна для установления
и определения подобия физико-химических процессов в самом общем
случае. Если проанализировать все переменные, определяющие
процесс как с точки зрения физико-химической (превращения), так
и с физической (тепло- и массообмена), то станет очевидно, что ско-
рость химической реакции надо рассматривать как функцию про-
цесса. Скорость превращения — результат определенного подвиж-
ного равновесия процессов химического реагирования и процессов
обмена, и ее значение в условия однозначности не входит.
Таким образом, наряду с указанными выше уравнениями надо
еще рассматривать уравнение химической реакции. Проблема изу-
чения явлений физико-химических превращений в целом во всей
сложности комплекса основных и дополнительных моментов требует
синтеза процессов химической кинетики, тепло- и массообмена и
аэродинамики. Необходимо совместно рассматривать следующие
законы: 1) физико-химического превращения; 2) материального об-
мена; 3) энергетического обмена; 4) движения.
Каждый из указанных законов при анализе соответствующего
уравнения дает критерии подобия. В общем случае должны быть
9 Пчелкин ю. м.	249
Найдены критерии превращения, Материального и теплового обмена
и движения. Решение системы уравнений должно определить связь
между всеми найденными критериями в форме общего критериаль-
ного уравнения. Выясним условия, определяющие процессы хи-
мического превращения, материальный баланс которых подчиняется
следующему уравнению:
а А -г [ЗВ-;--------------------•
Пусть скорость химической реакции определяется уравнением
w = k1aa№-.. - /ыгАпА- • • = мпр - - tin-,	(165)
где w — результирующая скорость химической реакции, рассчиты-
ваемая по концентрации продукта реакции (коэффициент = 1);
kv и k2 — константы скорости прямой и обратной реакции; а, Ь,
т, п, ... — концентрации веществ А, В, М, N, ..., ulip и wo6 —
скорости прямой и обратной химической реакции.
Разделив все члены уравнения (165) на величину wnp, получим
выражение в безразмерном виде:
^/Нцр == 1 ^Об/^ЛР»
где «ос/«пр =	
Обозначая zzofi/zznp = Ра и ш/мпр = Ко1, выразим Ко1 = 1 —
— Ра. Полученные критерии процесса превращения Ра и Ко наз-
ваны Г. К- Дьяконовым соответственно критерием термодинамиче-
ской равновесности и критерием контакта. Сущность критерия Ра
очевидна. При условии гермохимического равновесия Ра = 1 и
результирующая скорость химической реакции равна нулю. Физи-
ческий смысл критерия контакта становится понятен из рассмотре-
ния способа его получения
Ко = мпр/ш =	•
Это отношение определяется величиной
~ т/лд,
где а — концентрация исходных веществ; т — время контакта
(длина зоны превращения); тх — время распада исходных продуктов
химической реакции.
В соответствии с изложенным для анализа физико-химических
процессов в общем случае уравнение (165) надо рассматривать
совместно с уравнениями (159)—(161). Для сложного химического
превращения (цепное реагирование) кинетическое уравнение будет
отличаться от выражения (165). Это будет условное выражение типа
да _ дт ,,	,	,	,
---з— ai =	= «1Ф1 (а, о,. .., т, п,. . А -
дх 1 дх * v ’ ’	’	’ ’	’
— k^fa, b,. . ., т, п,. . .),
где k{ и k'2 — кажущиеся контакты скоростей прямого и обратного
реагирования; ср2 и ср2 — функции концентраций исходных и конеч-
259
ных продуктов химической реакции, определяемые механизмом пре-
вращения.
В случае гетерогенной системы необходимо рассматривать усло-
вия обмена в каждой из фаз и на поверхности фазового раздела,
поэтому нужна новая форма соответствующих уравнений. Наконец,
анализ выражений типа (159)—(161) и (165) в полном объеме может
быть проведен лишь при рассмотрении дополнительных соотноше-
ний, определяющих их взаимосвязь и указывающих на необходи-
мые условия однозначности. В общем случае выражением, отражаю-
щим принцип сохранения энергии, будет пропорциональность ме-
жду теплотой превращения Qn и количеством превращающегося
(образующегося) вещества
Qn = qw,
где q — тепловой эффект химической реакции.
Для экзотермических реакций (относя концентрации at к проду-
кту превращения) следует считать, что потоки теплоты и вещества
имеют одинаковое направление. Следовательно, для стационарного
процесса w = —wQ и Q1{ = Qo. Для нестационарного процесса
скорости обмена будут равны сумме скоростей превращения и'из-
менения материи и энергии в данном объеме —w0 =
Тогда Qo = Qn + -^(CpPty- Здесь wo и Qo материального и
теплового обмена берутся из уравнений (159), (160).
Система рассмотренных основных уравнений не накладывает
никаких условий на область пространства, в которой осуществляется
суммарный процесс, или на время его протекания. Эта общность
задачи математически определяет ее многозначность. Для анализа
конкретного явления исходную систему требуется дополнить усло-
виями однозначности. Они сводятся к ряду требований, которые
должны быть выполнены независимо от инвариантности основных
исходных уравнений. На основе анализа можноТсформулировать
эти требования следующим образом:
1)	геометрическое подобие системы;
2)	тождественность механизма и формул химических реакций;
3)	подобие полей переменных, определяющих процесс и физи-
ческие константы в начальный момент времени;
4)	подобие закономерностей изменения физических свойств при
превращении и в зависимости от параметров состояния;
5)	подобие условий материального и энергетического обмена на
границах рассматриваемой системы.
Система основных уравнений при исследовании на инвариант-
ность позволяет получить следующие критерии подобия для гомоген-
ных физико-химических процессов.
Критерии превращения:
равновесности
р _	...	.
2.Я
9*
контакта
Ко =
Критерии написаны для классической записи кинетических урав-
нений.
Критерии теплового и материального обмена:
Пекле для теплового обмена
Рет = Cpovl/k;
Пекле для материального обмена (диффузионный)
PeH = w//Df;
пропорциональности полей температур и концентраций
<7^/(рср0).
Критерии движения:
Рейнольдса (для вынужденного потока)
Re = vl/v,
Фруда (для свободного потока при действии сил тяжести)
Fr = gUv2\
Грасгофа для свободного потока при действии подъемных сил
Gr = £00/3/v2.
Критерий гомохронности для нестационарных процессов
Но = vi/l.
Можно критерии Ре заменить производными критериями:
критерием Прандтля для теплового обмена
Рет: Re = vcpp/A, —-- v/a = PrT;
Прандтля диффузионный для материального обмена
Ред: Re = v/Df = Ргд,
где а — коэффициент температуропроводности.
Для стационарного процесса система критериев несколько упро-
стится, и ее можно представить суммой критериев:
а)	критерии превращения (Ра; Ко);
б)	критерии теплового и материального обмена (Ргт; Ргд);
в)	критерий пропорциональности [^/(СррО) ];
г)	критерий движения [Re; Fr; М = via (для турбулентного
потока) К а = -j/(v')2/vl.
Для случая турбулентного движения в уравнениях (159) и (160)
величины, определяющие молекулярный обмен, надо заменить тур-
булентными характеристиками. Например, значения D, и X в тур-
булентном потоке будут определять коэффициент турбулентного
обмена.
Исследуя условия однозначности, можно отметить, что они по существу могут
также определить дополнительный ряд критериев. Возьмем уравнение химической
252
реакции в обычной форме. Рассматривая требование о тождественности формул
превращения, легко найти, что исследование этого уравнения на инвариантность
дает безразмерные соотношения типа а/ц, р/ц и т. д.
Изучение любого процесса завершается нахождением общего
интеграла исходных уравнений в форме функциональной связи ме-
жду любым определяемым и системой определяющих критериев.
Выбор определяемого критерия практически зависит от условий ре-
шаемой задачи. Как показывает анализ, наиболее существенными
будут определяемые критерии равновесности Ра и Dz. Тогда для
случая вынужденного течения можно использовать две формы записи
уравнения подобия:
Ра=/1(Ко, Ргт, Ргд, Re...);	(166)
^ = /2(Ко, Ргт> Ргд, Re,...).	(167)
Эти уравнения подобия получены применительно к общему
случаю нестатического физико-химического процесса превращения
в вынужденном потоке. Для квазистатического процесса эти урав-
нения упрощаются.
Для гетерогенных процессов уравнения усложнятся: в них
войдут несколько однотипных критериев, отнесенных к разным
фазам и поверхностям фазового раздела.
Общий теоретический анализ полученных условий подобия
физико-химических процессов показывает, что точное подобие двух
явлений достижимо только при превращении строго одних и тех же
исходных веществ при одинаковых температурах и т. п., что прак-
тически невозможно, например, нельзя, изменяя масштабы систем,
сохранить одновременно инвариантными критерии Ко, Re, ....
Таким образом, совокупность всех условий подобия обычно
настолько сложна, что формально полное подобие оказывается
достижимым только для самых простых случаев, так как каждое
явление общего сложного процесса считается равноценным любому
другому, в одинаковой мере определяя конечный результат. В дей-
ствительности в зависимости от конкретных условий, он опреде-
ляется преимущественно лишь некоторыми явлениями сложного
процесса, а остальные имеют несущественное второстепенное зна-
чение. Часто реальные процессы можно рассматривать как неко-
торые предельные случаи, которые зависят только от некоторых
частных явлений общего комплекса. Тогда решение задачи о модели-
ровании сложнейших процессов значительно упрощается, но при
этом само моделирование, использующее определенные допуще-
ния, становится приближенным.
Теория приближенного моделирования создана советской шко-
лой академика М. В. Кирпичева. Она открывает широкие возмож-
ности практического применения моделирования даже там, где
формально точное подобие вообще исключено.
253
Для явлений физико-химического превращения предельньши случаями будут
следующие.
1. Термодинамически равновесный процесс. Результирующая скорость химиче-
ской реакции w = мпр — «об — 0 и критерий термодинамического равновесия
k • • •
Ра = —------ц—— 1- Отношение k2!ki= Кс- Взаимосвязь мгновенных кон-
.•
центраций определяется величиной Кс~--------• Кроме того, концентрации
любого компонента и температура в каждой точке рассматриваемой системы в любой
момент времени должны быть одинаковыми, следовательно,
da-L __ dai _ дсц __ дсц _	д0_ дд _ дВ д$
дх дх ду dz И дх дх ду dz
т. е. превращения отсутствуют. Это приводит к чисто термодинамической трактовке
проблемы независимо от времени и пространства. К такому случаю приближается
квазистатический процесс, в котором каждые промежуточные мгновенные значения
параметров состояния определяются условиями термодинамического равновесия.
Формально такое условие также приводит к отсутствию превращения, однако
квазистатический процесс рассматривается как предельный для реальных бесконечно
медленных процессов.
2. Процессы материального и теплового обмена равновесные, а химическое
превращение — неравновесное. Кинетика такого суммарного процесса не будет за-
висеть от явлений обмена, а критериальное уравнение будет включать только кри-
терии химического подобия: Ра = / (Ко, ...). В условиях подобия таких процессов
не содержатся даже требования геометрического подобия, если, конечно, соблюдено
необходимое из условий химического подобия — время контакта реагирующих ве-
ществ. Если определяющей стороной всего процесса является кинетика реакции,
то это кинетическая область явлений физической химии.
3. Химическое превращение равновесное, а обмен неравновесный.
Здесь определяющими будут стадии обмена. Конечное критериальное уравнение
не будет включать определяющих критериев химического подобия. Кинетика таких
процессов полностью определяется переносом вещества и энергии: Ра = / (Re, Ргт,
Ргд, ...). Область явлений такого типа называется диффузионной.
§ 19. МОДЕЛИРОВАНИЕ КАМЕР СГОРАНИЯ
Основная камера сгорания. Целью моделирования рабочего про-
цесса камер сгорания является воспроизведение идентичных усло-
вий протекания процессов в образце и модели для получения оди-
наковых характеристик их работы.
Общий подход к вопросам моделирования камер в настоящее
время еще не установился, однако все стремятся выбрать для ка-
ждого конкретного случая основные контролирующие явления и
представить результаты в удобной форме.
Подобие течения рабочего процесса в камерах сгорания пред-
полагает подобие полей скорости, концентрации, температуры и
т. д. в сходственных сечениях и точках. Обязательными условиями
для этого являются подобие распределения газовоздушных и топ-
ливных потоков, автомодельность течения и гомохронность (соот-
ветствие по времени) хода физико-химических превращений.
Одинаковое распределение воздуха и топлива в соответству-
ющих точках сходственных сечений будет иметь место, во-первых,
в геометрически подобных конструкциях и, во-вторых, при наличии
подобия граничных условий, например, при подобии полей скорости
254
на входе в камеры сгорания, Идентичность полей концентрации
топлива связана с выполнением некоторых дополнительных усло-
вий.
В соответствии со схемой рабочего процесса камеры сгорания
внутрь жаровой трубы в зону горения сначала попадает небольшая
часть первичного воздуха либо через лопаточный регистр, либо
по каким-то другим каналам фронтового устройства. В начале зоны
горения на определенном отрезке ее длины располагается зона
обратных токов. Через боковые отверстия по длине зоны горения
рассредоточение подаются следующие порции первичного воздуха
вместе с некоторым количеством охлаждающего. Вторичный воздух
в основном поступает в отверстия смесителя. Зона реакции форми-
руется в потоке воздуха, выходящего из фронтового устройства,
внутри границ раздела между отдельными потоками воздуха, на-
пример, идущего от фронта и через боковые отверстия и потоком
первичной горючей смеси, подготовляемой в воздушном потоке
около зоны обратных токов, заполненной горячими продуктами
сгорания. На установившемся режиме в условиях автомодельно-
сти течения топливо и кислород поступают в зону реакции в основ-
ном за счет турбулентных пульсаций. Так же регулярно продукты
сгорания отводятся от этой зоны, участвуя в общем сложном тече-
нии.
Внутри границ области турбулентного смешения, в том числе
с участием боковых струй воздуха, происходит дробление объемов
горючего и воздуха на элементарные массы, теряющие свою инди-
видуальность вследствие молекулярной диффузии. Этот процесс
нарастает ио мере движения каждого элементарного объема. В ре-
зультате внутри границ раздела образуется горючая смесь (скорее
всего стехиометрического состава), которая реагирует на опреде-
ленном протяжении пути, определяемом, с одной стороны, скоро-
стями химического превращения и диффузии, а с другой — ско-
ростью движения потока смеси. Отдельные части зоны реакции
формируются в циркуляционных зонах за воздушными струями
в виде обособленных горящих объемов, сносимых первичным по-
током со струй втекающего воздуха.
Температура факела пламени в зоне горения камеры при опре-
деленном коэффициенте избытка воздуха определяется коэффи-
циентом полноты сгорания топлива и отводом теплоты к стенкам
жаровой трубы. Очевидно, что температура стенки в свсю очередь
зависит от температурного уровня факела. Следовательно, в общем
случае необходимо провести совместный анализ процессов смешения,
горения и теплообмена.
Если камеры сгорания, работающие на жидком топливе, как
правило, осуществляют рабочий процесс в диффузионной области,
то камеры газообразного топлива можно разбить на два типа:
1) кинематические — с предварительным смешением горючего
газа и воздуха;
2) диффузионные — с подачей струй газа в воздушные потоки
зоны горения.
255
Последние получили значительно большее распространение.
В камерах сгорания, работающих по кинетической схеме, поло-
жение максимума кривой — f (ссг) связано с качеством предва-
рительного смешения газа и воздуха. Величина рг помимо этого
зависит от перемешивания в самой зоне горения камеры. В диф-
фузионных камерах сгорания все определяется смешением в самой
камере.
Механизм смешения в камере сгорания формируется рядом
факторов. Наряду с молекулярным и турбулентным перемешива-
нием существенное значение имеет и конвективное, управляемое
конструктивными элементами горелки и самой камеры. Без спе-
циальной организации перемешивания потоков качественное сме-
шение за счет только молекулярной и турбулентной диффузии при
малой длине камер сгорания невозможно.
Принципиально структура потоков в камере при горении топлива
и без горения не меняется, однако интенсивность течения и размеры,
например, зоны обратных токов при горении обычно уменьшаются
вследствие расширения при нагревании основного потока газов.
Этому же способствует некоторое увеличение давления в приосевой
зоне при горении. В результате положительный эффект автотурбу-
лизации, улучшающий процесс перемешивания, снижается. В общем
случае процессы перемешивания при горении по сравнению с хо-
лодным течением в камере могут ухудшиться. В связи с этим уве-
личивается значение специально организованного конвективного
перемешивания, от которого зависит общая аэродинамика камеры.
Последнее, в свою очередь, определяет действительное подобие
распределения концентрации и температуры в геометрически по-
добных конструкциях, рассчитанных по методам приближенного
моделирования в условиях интенсивных течений при больших зна-
чениях критерия Re.
Очевидно, что полное математическое описание действительного
рабочего процесса в камере вряд ли может быть найдено, — воз-
можно лишь определение существа явления в самых простых и
общих формах. В настоящее время, по-видимому, можно считать,
что система основных дифференциальных уравнений (159)—(161) и
(165), выражающих фундаментальные законы физики: сохранения
материи, энергии и импульса, при течении химических реакций,
определяемых конкретными кинетическими зависимостями, мо-
жет дать следующий ряд критериев подобия: Re = idem; М и п
или Мп — idem (где п — показатель политропы); Ка = idem;
Ргт и Ргд — idem; ^/(р^О) = idem. с
Другие зависимости можно свести к соотношениям: ти/тп =
= idem — отношение времени испарения (для жидких топлив) ко
времени пребывания смеси в зоне реакции; тс/тп = idem — отно-
шение времени турбулентного смешения ко времени пребывания;
тх/тп — отношение времени течения химических реакций ко вре-
мени пребывания. Для стационарного процесса критерий гомо-
хронности отпадает. Подобие полей температуры и концентрации
камер сгорания газообразного топлива выполняется для одинако-
256
вых (в образце и модели) топлив, его температуре Тт, избытках
первичного и общего воздуха и одинаковой температуре воздуха Тв
на входе в камеру, т. е. Тт = idem, аг = idem, = idem и Тв =
= idem.
Для камер сгорания жидкого топлива критерий подобия полей
температур и концентраций удобнее представить в 'виде
где — теплота, выделившаяся вследствие химической реакции
на единицу разности концентраций; qn — теплота, расходуемая
на испарение при уменьшении концентрации вещества на единицу.
Очевидно, что для сохранения неизменным этого критерия не-
обходимо соответствие работы форсунок, например, равенство в
модели и образце углов раскрытия топливного факела
рт = idem.
Эксперименты подтверждают, что практически при моделирова-
нии камер сгорания можно не выдерживать постоянными все ука-
занные выше критерии подобия. Действительно, числа М в камерах
сгорания ГТД относительно невелики, следовательно, потоки га-
зов можно рассматривать как движение несжимаемой жидкости и
влиянием критерия М пренебречь.
Современные конструкции камер, как правило, работают в обла-
сти автомодельности течений, когда числа Re = (50-^70) 103 и
более, поэтому идентичность вынужденного движения и турбулент-
ного перемешивания осуществляется при различных числах Re и
критерия Ка.
Для одинаковых рабочих тел (газов с одинаковыми атомными
числами) в узкой области изменения рабочих параметров в камерах
сгорания и в условиях автомодельности по Re, практически можно
не учитывать влияния критериев Ргт, Ргд и п.
Естественно считать, что подобие полей физических констант
определяется постоянством отношений кТ/Т — idem (Т — темпе-
ратура в некоторой точке потока, а величина AT = Т — Тв.) Для
этого необходимо иметь одинаковый температурный уровень в ка-
мере и ее модели, что обусловливает равенство коэффициентов из-
бытка воздуха в зоне горения аг — idem и температуры воздуха на
входе в камеру сгорания Т„ = idem. Можно считать, что при этом
будут одинаковыми и условия подвода окислителя к топливу.
Подобие условий перемешивания газов, выходящих из зоны
горения и вторичного воздуха, а в конечном счете подобие полей
температур газа на выходе из камеры сгорания будет определяться
отношением аг/(а2 — аг) = idem, что при аг == idem означает
= idem для натуры и модели.
Процесс горения в камере сгорания ГТД в соответствии с совре-
менными представлениями теории горения может быть условно рас-
членен на отдельные стадии: испарение (для жидкого топлива),
смешение компонентов и химическое реагирование. Перемешивание,
257
очевидно, можно считать гомогенным даже для жидкого топлива,
имея в виду предварительное его испарение. Как уже отмечалось,
ограничивать процесс горения (и время тг), определяя скорость
выгорания топлива, будет наиболее медленная из этих стадий.
Она зависит от конструкции и параметров камеры, ее элементов,
вида топлива, условий его введения в зону горения, режимов ра-
боты, характера течения потоков и др.
В итоге условиями приближенного моделирования в простей-
щем случае можно считать следующие:
1)	геометрическое подобие;
2)	топливо, Тт, ссг, а2, Та, а для камер сгорания жидкого топ-
лива еще и |3Т должны быть одинаковыми,
3)	тг/т„ = idem.
Время горения топлива в камере тг = f (ти, тс, тх). причем
тг < (ти +	+ тх), это объясняется тем, что отдельные стадии
процесса протекают не последовательно, а с известным перекрытием.
В форсированных камерах сгорания химические реакции про-
текают практически мгновенно, так как в зоне горения специально
для этого создаются высокие температурные условия, в соответствии
с величиной аг; средние значения температуры здесь 1970—2170 К.
При таких температурах испарение не может ограничивать суммар-
ный процесс и, если обеспечиваются условия переноса, процесс
должен протекать интенсивно. Из изложенного очевидно определя-
ющее значение процессов смешения в сумме явлений, протекающих
в камерах сгорания, а следовательно, диффузионной схемы самого
процесса горения.
Д. А. Франк-Каменецким было предложено деление диффузион-
ного горения на микродиффузионное и макродиффузионное. Микро-
диффузионным предлагается считать процессы горения системы,
в которой топливо и окислитель представляют собой смесь малых
объемов, когда смешение осуществляется не на фиксированной
границе, а во всем объеме.
Макродиффузионное горение имеет место тогда, когда процесс
проходит на границе больших объемов или потоков. В обоих слу-
чаях смешение осуществляется посредством турбулентности. Причем
при мелкомасштабной турбулентности — в основном за счет моле-
кулярной диффузии, а при крупномасштабной — вследствие тур-
булентной диффузии.
В неподвижной системе перенос вещества по аналогии с переносом
теплоты определяется дифференциальным уравнением q^ =
= —Ddaldx, т. е. диффузионный поток пропорционален градиенту
концентраций. Пропорциональность определяется коэффициентом
диффузии D. В условиях движения газов уравнение дополняется
членами, учитывающими скорость потока. Так, для оси х =
= avK — Ddaldx. В настоящее время использование уравнений
переноса вещества для аналитического расчета процессов смешения
даже для более простых случаев, чем в камерах ГТД, связано с не-
преодолимыми трудностями, что заставляет искать другие пути
решения задачи.
258
Из физических представлений и условий размерности, для мелко-
масштабной турбулентности время смешения
Тм. т 6M/DM,
где 6М — средний размер характерного объема; DM — коэффициент
молекулярной диффузии.
При крупномасштабной турбулентности размеры объемов ста-
новятся больше масштаба турбулентности, и механиз^м смешения
определяется турбулентной диффузией. Коэффициент диффузии
здесь характеризуется коэффициентом турбулентного обмена в
lv'. В камерах сгорания ГТД потоки имеют сильно развитую
турбулентность, вследствие чего процессы смешения носят характер
турбулентной диффузии. Они определяются средним размером
объема и коэффициентом турбулентной диффузии, поэтому тк т
~ 6*/От.
Молекулярный обмен здесь также имеет место, поэтому
тс =
1	62
т ' 4- т 1 Т" Г>т
1м. т“ 1к. т м
Однако, £)м < £)т. В потоках камер сгорания £)т	(20-4-180) X
X 10'3 м2/с, величины же £)м	(0,05-?0,30) 10-3 м2/с. Это позво-
ляет считать
тс = 6_/ DT.
Турбулентное смешение в значительной мере определяется чис-
лом Re, которое характеризует и порядок соотношения коэффи-
циентов диффузии Dj/DM Re/ReKp (можно считать ReKp 2300).
В случае использования в камере сгорания газообразного топлива
и работы в диффузионной области условия приближенного модели-
рования в простейшей форме получить достаточно легко. Здесь
тг = А (тс 4- тх), причем А < 1. Принимая тс > тх, пренебрегаем
меньшей величиной и полагаем цг = / (тс/тп).
Время пребывания смеси тп в камере определяется отношением
длины зоны горения к средней скорости газового потока: lrlwr.
Но /г /ж. В условиях геометрического подобия длина /ж про-
порциональна диаметру жаровой трубы Дк. Следовательно, тп ~
~ dnJwr и тп ~ dni/Re. Устанавливая порядок величины тс, можно
полагать, что 6	/ (масштабу турбулентности), который может
быть выражен через характерный размер камеры сгорания, напри-
мер, d.M. Тогда тс ~ Iri (lv'} — llv' ~ d,Jv'.
Известно, что средняя квадратическая пульсационная скорость
турбулентного потока v' пропорциональна его средней скорости шг.
Тогда тс ~ dAJwr и тс ~ d>K/Re. Таким образом, безразмерное отно-
шение тс/тп в условиях геометрически подобных камер соблю-
дается. Следует лишь отметить, что выражение dnJwr — const удобно
рассматривать самостоятельно при практическом анализе подобных
камер как прямую связь wr ~ d-,K. Условиями приближенного мо-
делирования камер сгорания газообразного топлива будут следу-
ющие:
259
1)	геометрическое подобие образца и модели;
2)	одинаковое топливо и равенство его температуры перед го-
релкой, Тт = const;
3)	равенство коэффициентов избытка воздуха, суммарного и
в зоне горения as = const, и ar = const;
4)	равенство температуры воздуха на входе в камеру сгорания,
Тв = const;
5)	равенство отношений определяющего размера камеры и ха-
рактерной скорости потока газов, в зоне горения:	= const.
Можно предложить и более полные условия подобия, которые
в отдельных случаях целесообразно или даже необходимо выпол-
нять. Например, если окажется, что кинетика процесса заметным
образом влияет на работу камеры, то это следует учитывать, уста-
новив влияние отношения тх/тп. В соответствии с положениями
классической химической кинетики
тх ~ [ра+₽ааЬ₽]-1 е£/(/?Г).
В общем случае при цепном характере реакции это выражение
усложняется. Однако очевидно, что учет кинетики при Тв — const
и одинаковом топливе связан с дополнительным условием равенства
давления в модели и образце. Условие рв = const вытекает и из
рассмотрения диффузионных процессов
тд^б2/£>м^62/(ги)^62р/Г,
где г — длина свободного пробега молекул; и — средняя квадра-
тическая скорость движения молекул; п — коэффициент (n > 1).
Для камер сгорания, работающих на жидком топливе, условия
моделирования должны дополнительно включать характеристики
движения и испарения массы жидких капель. Для идентичности
протекания процессов испарения и смешения топлива с воздухом
необходимо, чтобы в подобных камерах безразмерные траектории
движения капель совпадали:
х = const; у (x)/dm = const,
где х (т) и у (т) — координаты траекторий движения капель для
определенного момента времени т.
Дифференциальное уравнение движения капли примет вид
__ dv _ 3 . рг V2
di 8 * рт г ’
где V = v — w — относительная скорость движения капли; v и
w — абсолютные скорости движения соответственно капли и газо-
вого потока; г — радиус капли топлива; рт и рР — плотности топ-
лива и газа, в котором движется капля; ф — коэффициент сопротив-
ления капли, определяемый ее формой и числом Re, подсчитывае-
мым по относительной скорости.
260
Интегрирование уравнения без существенных упрощений за-
труднено. Целесообразно оценить сходство безразмерных траек-
торий, исходя из закона распределения капель в потоке. При ра-
боте с центробежными форсунками можно рассуждать так. Пусть
массовая доля струи топлива, состоящая из капель, диаметр кото-
рых больше текущего значения d, будет AGT. За средний диаметр
примем dcp, соответствующий AGT = 0,368. Тогда
AGT ~ exp — (d/dcp)m,
где т — числовой коэффициент, характеризующий степень одно-
родности капель в факеле форсунки.
Для центробежных форсунок
т~ (тГ; Лт)’
где R — радиус камеры закручивания форсунки, гс — радиус
сопла; Лт — коэффициент, определяемый видом топлива.
При использовании одинакового топлива форсунки должны
определяться геометрическими факторами, вытекающими из данного
соотношения.
Как уже отмечалось, необходимо иметь рт — const. Кроме того,
для случая горения капли по диффузионной схеме найдено, что
время ее полного испарения ти d'~ (d0 — начальный диаметр
капли топлива). Другие параметры (температуру, давление среды,
парциальное давление паров топлива и т. д.), в общем случае
определяющие ти, в первом приближении можно не учитывать.
Тогда ти/ти^~ dlwP/d}K. Это отношение также должно быть одина-
ковым для образца и модели.
В случае выполнения перечисленных условий моделирования
основные характеристики работы модели и натурной камеры должны
совпасть: полнота сгорания топлива, потери давления, поля тем-
пературы газов на выходе, срывные границы, условия пуска.
Можно отметить, что не учитываемый теплообмен между факе-
лом пламени и стенками жаровой трубы приведет к некоторому
снижению температурного уровня в зоне горения, а следовательно,
скорости реагирования. Этот процесс в геометрически подобных
камерах разных размеров будет различен. Однако, исходя из боль-
ших тепловых нагрузок современных камер сгорания, можно счи-
тать, что потери теплоты будут невелики и подобие процессов выго-
рания топлива существенно не изменится. Учет теплообмена необ-
ходим в случае моделирования теплового режима стенок жаровой
трубы.
Камеры сгорания промежуточного подогрева газов. Методика и
условия моделирования основных камер и камер сгорания проме-
жуточного подогрева газов принципиально не отличаются. Однако,
учитывая специфику условий работы последних, целесообразно
рассмотреть некоторые особенности, тем более, что перспектива
создания специальных конструкций камер промежуточного подо-
грева газов может быть связана с вопросами моделирования.
261
Более высокие температурные условия в еще большей мере
оправдывают использование принятых допущений о преоблада-
ющей роли времени смешения над этапами испарения и химической
реакции, о незначительности влияния теплоотвода на стенку в зоне
горения. При сжигании газообразного топлива получаются наиболее
простые условия приближенного моделирования, общие как для
основных, так и для камер сгорания промежуточного подогрева
газов;
1)	геометрическое подобие образца и модели:
2)	одинаковое топливо и Тг = idem;
3)	а2 = idem и осг = idem;
4)	одинаковые температуры и давления газов на входе -в камеру
Тг = idem и рг = idem;
5)	djwr = idem.
В конкретных случаях эти же условия с дополнением |3Т = idem
могут определять и моделирование камер сгорания (даже основных),
работающих на жидком топливе, только с большими погрешностями,
ввиду отсутствия специальных положений, учитывающих характер
потока топлива. Для камер промежуточного подогрева газов это
упрощение, очевидно, будет более обоснованно, особенно в кон-
струкциях авиационных форсажных камер, где топливо заранее
(до стабилизаторов) вводится в поток достаточно высоко нагретых
газов, а тем более в конструкциях с испарительными или воздуш-
ными форсунками, когда выполнение дополнительного условия
|3Т = idem не обязательно. Однако роль первого условия возрастает
и будет определять геометрию горелочного устройства. Кроме того,
в несколько меньшей степени обязательно выполнение условия
рг = idem, если не иметь в виду кинетических режимов горения
при очень низких давлениях.
Наряду с обстоятельствами, упрощающими моделирование ка-
мер сгорания промежуточного подогрева газов, существуют и услож-
няющие, связанные с устойчивостью горения, условиями стабили-
зации фронта пламени и вибрационным горением. Условия стаби-
лизации усложнятся в связи с ростом скоростей движения потоков
в камере, уменьшением расходов топлива (рост ос21) и снижением
давления газов. Выше рассматривались положения, определяющие
проектирование стабилизирующих устройств. При создании новых,
специальных конструкций камер сгорания промежуточного подо-
грева газов, близких по схеме к форсажным камерам авиационных
ГТД, значение методов моделирования будет существенно возрастать.
Проектирование модели камеры, доводка которой определит но-
вую конструкцию натурного образца, может проводиться методами
моделирования с использованием в качестве исходных уравнения
(37) и (39), проверенные опытом по стабилизирующим системам.
При этом на базе теории подобия создается фронтовое устройство
модели. После доводки рабочего процесса и выявления форм и раз-
меров других элементов конструкции, можно перейти к натурному
образцу, подобному доведенной на стенде модели.
262
§ 20. НЕКОТОРЫЕ ОСОБЕННОСТИ РАБОТЫ
камер сгорания и применяемые в них
МАТЕРИАЛЫ
Отдельные неудачные решения, принимаемые при расчете и
проектировании камер сгорания и их элементов, при выборе вида
рабочего топлива, неоправданные упрощения и возможные погреш-
ности расчетов конструкции обычно приводят к дефектам и неис-
правностям в работе как камер сгорания, так и двигателя. Неко-
торые моменты бывает трудно предусмотреть до опытной проверки
работы конструкции на стенде или в рабочих условиях на двига-
теле. Накопленный практикой опыт доводки и эксплуатации ГТД
и их камер сгорания позволяет выделить ряд характерных примеров
ненормальной работы камер сгорания.
Коррозия деталей и отложения золы при использовании тяже-
лых жидких топлив. При сгорании тяжелого жидкого топлива зо-
лообразующпе вещества дают оксиды различных металлов: железа,
кальция, ванадия, натрия, оксиды кремния, серы, а также суль-
фаты и другие соединения, которые могут отлагаться на элементах
проточной части турбины и вызывать интенсивную коррозию. Твер-
дые частички, особенно крупные, способны вызывать эрозию де-
талей турбины, прежде всего лопаток.
Коррозия лопаток и других элементов турбины резко интен-
сифицируется с ростом температуры.
Известно, что газотурбинная установка мощностью 13 кВт на
электростанции в Бецнау (Швейцария) работая на мазуте с темпе-
ратурой газа 920 К, регулярно останавливалась через 300—400 ч рабо-
ты для промывки проточной части с целью удаления отложений, резко
увеличивавших сопротивление турбины. Экспериментальная ГТУ
мощностью 370 кВт, работающая на мазуте, через 7—10 ч значи-
тельно уменьшила мощность из-за интенсивных зольных отложений.
На рис. 130 показана зависимость образования отложений в про-
точной части турбины ГТУ-600-1,5 от продолжительности работы
на различных топливах. Как установлено, образование отложе-
ний зависит от составляющих золы топлива и их количества. В наи-
большей мере отложениям способствует Na2O, Na2SO4, а также
V2O5 и особенно их сумма. Процесс зольных отложений зависит
от формы и состояния (например, шероховатости) поверхности де-
талей проточной части ГТУ, состояния самой золы (твердое, вязкое,
парообразное), от интенсивности и характера движения газового
потока. Существенное влияние оказывают режим работы установки
и качество рабочего процесса камеры сгорания, например, характер
распиливания мазута и степень полноты его выгорания. Как из-
вестно, достаточно крупные капли мазута размером 100 мкм и более
при ограниченном количестве воздуха в зоне горения дают сравни-
тельно крупные (до 30—40 мкм) твердые частицы в продуктах сго-
рания. Они состоят более чем на 95 % из углерода и, проходя по
турбине, могут не только сбивать золовые отложения, но и вызы-
вать эрозийный износ лопаток.
263
Рис. 130. Уменьшение площади а проходных сечений турбины ГТУ-600-1,5 (в %)
во времени при использовании различных топлив:
/ — мазут М-60; 2 — мазут М-40; 3 и 4 — мазут М-40 с различным содержанием каолина;
5 — моторное топливо ДТ-1
Рис. 131. Уменьшение массы А образца, выполненного из разных материалов, вслед-
ствие коррозии при использовании мазута Ф-5:
1 — гг = 993 К; 2 — Тг = 1053 К; 3 — Тг --- 1073 К; I — 37Х12Н8Г8МФБ; II — ХН78Т
Коррозия, потеря массы на единице поверхности детали резко
растут с увеличением температуры, причем у сплавов на никелевой
основе в меньшей мере, чем у сплавов на железной основе. Опыты
показали (рис. 131), что при прочих равных условиях коррозия
наиболее интенсивно протекает в начальный период времени. С по-
явлением отложений на деталях коррозионный процесс интенси-
фицируется, разрушая иногда лопатки турбины за несколько де-
сятков часов. Это, естественно, усложняет проблему использования
тяжелого топлива в ГТД, особенно если зола его содержит значи-
тельное количество вредных элементов ванадия и натрия. Большое
значение имеет и абсолютное, и относительное их количество. Не-
желательным компонентом в топливе является и сера. Правда, одна
она без ванадия и натрия неприятных последствий не вызывает.
Для предотвращения или уменьшения коррозии используют
конструкционные материалы, стойкие к ванадиевой коррозии,
например, легированные хромоникелевые сплавы вместо простых
аустенитных сталей. Чтобы избежать вредных воздействий золы
тяжелого, жидкого топлива, содержание ванадия и натрия в ней не
должно превышать 0,0001—0,0005 % и как максимум может быть
не более 0,001 %. Содержание серы в топливе обычно не превышает
2—3 %, воды и механических примесей соответственно 0,4 и 0,5 %.
Отложения нагара. При использовании любого топлива воз-
можны отложения нагара на стенках жаровой трубы в виде слоя
сажи и кокса, а иногда и толстых коксошлаковых наростов. Наиболее
мощное нагаро- и коксообразование наблюдается при сжигании
тяжелых жидких и твердых топлив. Главная причина появления
нагара — это неполное сгорание топлива вследствие недостатка
воздуха в отдельных частях объема зоны горения. Переохлаждение
отдельных участков избыточным количеством воздуха также при-
водит к недожогу топлива. Кроме того, нагарообразование возможно
? >4
вследствие попадания топлива на стенки жаровой трубы, плохого
смесеобразования, наличия застойных зон и вихревых токов в ра-
бочем объеме и др.
Все эти причины и главная — неудовлетворительное распреде-
ление воздуха по длине зоны горения — выясняются и устраняются
при экспериментальных доводочных работах.
Интересен первый опыт доводки на стенде Коломенского тепловозостроительного
завода кймеры сгорания газотурбовозов, при работе ее на мазутах Ф-12 и ФС-5.
Образец камеры типа представленной на рис. 71, хорошо работавшей на дизельном
топливе, был переведен на мазут Ф-12. Камера отработала 100 ч. Выяснилось, что
заметно снизился (на 3—5 %) коэффициент полноты сгорания топлива Чг (см. рис. 70),
повысилась степень неравномерности поля температуры газов за камерой и возросла
температура стенки жаровой трубы в среднем на 50—70 К-
На жаровой трубе четко видны контуры цвета побежалости и элементы короб-
ления. Слой кокса толщиной до 3—5 мм появился на стенках жаровой трубы в пер-
вые же часы работы. Далее его толщина то уменьшалась, то опять увеличивалась,
свидетельствуя о выгорании кокса на отдельных режимах нагрузки (75 и 100 %),
что сопровождалось местными перегревами стенки. Очевидно, что наросты кокса
изменяли аэродинамику потоков и тепловой режим в зоне горения. При выгорании
кокса помимо перегрева стенки появлялось искрение в потоке газов за камерой,
определяемое уносом частиц сажи и кусочков кокса. Периодически местные пере-
гревы приводили к короблениям и растрескиванию стенки жаровой трубы и фрон-
тового устройства камеры сгорания.
При просмотре отложений нагара на стенках и фронтовом уст-
ройстве жаровой трубы одной из моделей камеры до начала спе-
циальных работ на мазуте было установлено несколько причин
нагарообразования: неоптимальное распределение воздуха по длине
зоны горения и каналам системы охлаждения; изменение качества
и характера распыливания мазута двухканальной центробежной
форсункой; недостаточная надежность работы отсечных и регули-
ровочных клапанов топливной системы и др.
Было устранено подтекание клапанов, приводившее к про-
грессирующему нагарообразованию на фронтовом устройстве.
Уменьшение угла распыливания |3Т позволило исключить попада-
ние топлива на стенку жаровой трубы. Кроме того, потребовалось
улучшить качество распыливания мазута на режимах холостого
хода и малой нагрузки. Перепад давлений Дрт — 0,24-0,5 МПа на
мазуте не обеспечивал хорошего качества работы, особенно замет-
ного в моменты включения второй ступени, подключенной к работе
с самых малых нагрузок. Момент включения ее был отодвинут на
режимы выше 25 %-ной полной нагрузки, при повышенном \р.
На малых нагрузках во избежание застывания мазута в каналах
второй ступени через нее подавался сжатый воздух.
Существенные трудности вызвал подбор оптимального закона
распределения первичного и охлаждающего воздуха. Выяснилось
значительное влияние формы фронтового устройства и количества
воздуха, идущего через него. Результаты большой серии опытов
позволили определить оптимальное распределение воздуха, когда
в частности аф, р 0,2, а аг 2 при средней скорости воздуха
на входе 55 м/с. В итоге был создан вариант жаровой трубы, обес-
печивший полноту сгорания топлива = 0,985 в камере при прак-
265
тическом отсутствии нагара на всех режимах работы. Этот вариант
конструкции стал прототипом рабочей камеры ГТД газотурбовоза,
показанной на рис. 67.
Нагарообразование даже в виде отдельных пятен тонкого слоя
способно вызывать неприятные последствия. При изменении тепло-
вых потоков от факела к стенке жаровой трубы нагрев ее становится
неравномерным, вызывающий коробление обечаек, растрескивание
сварных швов и стенок особенно в месте концентрации напряжений,
например, у краев отверстий; возможен и прогар материала.
Толстый слой отложений, изменяя аэродинамику потоков, ухуд-
шает условия горения и искажает поле температур за камерой.
Частичный отрыв коксовых отложений из-за вибраций, термических
деформаций при смене режимов работы и других причин приводит
к эрозии и повреждениям лопаточного аппарата турбины, к отло-
жениям твердых частиц на лопатках и сильному искрению за ка-
мерой сгорания.
Трещинообразования на деталях камер сгорания. При длитель-
ной эксплуатации можно наблюдать усталостные трещины на на-
ружных корпусах (кожухе) камер, экранах и жаровых трубах. Тре-
щины возникают особенно часто в зоне сварных швов. Причинами
их образования могут быть и вибрации и частые смены температур-
ного режима деталей, под действием которых растрескиваются
края отверстий в жаровой трубе, чему способствуют внутренние
напряжения, остающиеся в результате штамповки, а также задиры,
царапины и др. Растрескивание материала связано с неравномер-
ностью температуры по стенке трубы. Если этот дефект своевременно
не замечен, то прогрессирующий процесс растрескивания может
привести к выкрашиванию кусков металла и попаданию их в проточ-
ную часть турбины.
Неточности изготовления и сборки деталей. В качестве примера
характерен случай неточного изготовления выходного конуса с опор-
ным кольцом жаровой трубы камеры. Кольцо хвостовика скользит
при тепловых расширениях жаровой трубы по шлицам в кольце-
вой опоре корпуса. Ошибочное изготовление хвостовика в виде
конуса обусловило при удлинении жаровой трубы вследствие на-
гревания заклинивание стыка в кольце и изгиб трубы.
Материалы деталей камер сгорания. Некоторые детали и узлы
камер сгорания работают в тяжелых условиях. Это прежде всего
относится к жаровым трубам, деталям форсунки, фронтовому уст-
ройству, газосборникам, экранам и др. Омывающие их газы имеют
высокую температуру и содержат кроме кислорода некоторые агрес-
сивно действующие на материалы вещества, такие, как пар, угле-
кислый газ, сернистый ангидрид, а иногда и особо вредные соеди-
нения ванадия, натрия и др. Для уменьшения коррозии и увели-
чения долговечности деталей помимо особых требований, предъяв-
ляемых к топливам, и специальных мероприятий по его очистке
необходимо предъявлять особые требования и к материалам.
Конструкционные материалы основных деталей камеры должны
быть жаростойкими, коррозионно-стойкими в газовой среде при
266
высоких температурах, а иногда и жаропрочными. Необходимо,
чтобы металл жаровой трубы имел незначительную чувствитель-
ность к местным концентрациям напряжений и достаточно высокий
предел выносливости при больших температурах. Отдельные эле-
менты форсунки сопла, детали камеры закручивания должны про-
тивостоять истиранию и изнашиванию. Очень важно, чтобы все-
материалы достаточно легко обрабатывались механически, штам-
повались и т. д., имели невысокую стоимость, удовлетворяя в каж-
дом конкретном случае ряду специфических требований.
В качестве примера приведем некоторые марки сталей и рекомендации по их
использованию. Так, например, жаровые трубы должны работать при температуре
973—1173 К и более. В низкотемпературных транспортных ГТД и в стационарных
ГТУ их иногда изготовляют из хромистой коррозионно-стойкой стали 12Х18Н9Т,
когда температура металла жаровой трубы не превышает 1023 К (1073). Здесь может
применяться и малолегированная сталь 12Х18Н10Т, сталь 08Х18Н10Т и 20Х23Н18.
При температуре стенки до 1173—1233 К используют хромоникелевые стали
ХН67МВТЮ, 08Х18Н12Б, ХН75МБТЮ и 10Х11Н20ТЗР. При более высокой тем-
пературе, до 1273—1373 к применяют стали ХН78Т, ХН77ТЮР, ХН60ВТ6 и др.
Никелевые стали ХН77ТЮР и др. содержат до 80 % никеля, они имеют высокую
стоимость.
Экраны камер сгорания, переходники и газосборники изготовляют обычно из
сталей 12Х18Н9Т, 08Х18Н12Б и др. Корпуса камер сгорания стационарных ГТУ
нередко выполняют из обычной углеродистой стали СтЗ, Ст4, стали 10, если темпера-
тура корпуса не превышает 573 К (623 К). В более напряженных условиях работы
двигателя и для корпусов камер используют сталь 12Х18Н9Т и др. Детали форсунок
изготовляют из сталей ШХ15, 15Х, 38ХА и т. п. Топливные коллекторы и трубо-
проводы часто выполняют из стали 12Х18Н9Т. Основные элементы корпусов (диффу-
зоры, переходники) камер сгорания авиационных ГТД сделаны из различных алю-
миниевых сплавов.
В табл. 7 приведены составы отдельных сталей.
7. Состав некоторых жаростойких сталей
и сплавов, %
Марка	Fe	С	Сг	Si	Мп	А1	Мо
ХН77ТЮР	1	0,07	19—22	0,6	0,4	0,6—1	—
ХН78Т	—	0,12	19—22	0,8	0,7	0,15	—
ХН80ТБЮ	3	0,08	15—18	0,8	1	0,5-1	1,8—2,3
37Х12Н8Г8МФБ	Основа	0,34— 0,41	—	—	—	—	1,1 —1,4
12Х18Н9Т	То же	0,12	17—20	0,8	2	—	—
ХН75МБТЮ	3	0,08	19—22	0,8	0,4	0,35	1,8
ХН60ВТ	4	0,1	23,5— 26,5	0,8	0,7	0,5	—
ХН70Ю	4	0,1	26—29	0,7	0,6	2,8- 3,5	—
ПРИЛОЖЕН ИЕ
1. Средний состав некоторых жидких топлив
в молярных долях, %
Топливо	СР	HP	SP	АР	ОР 4- NP	
Для реактивных двигателей	86	14				
Дизельное и моторное	86,48	12,8	0,3	0,02	0,4	0
Мазут флотский Ф-12	86,7	10,36	0,97	0,2	0,77	3
Дистилляты	86,34	11,12	1,96	0,1	0,48	0
2. Некоторые данные о природном газе
Показатель	Место- рождение		Показатель	Место- рождение	
	ставро- польское	саратов- ское		ставро- польское	саратов- ское
Объемная доля, %: СН4 С2Н6 СзН8 С4Н10 свн12 со2 n2 Массовая доля, %: СР HP ОР NP	98,7	94 0,6	1,2 0,3	0,7 0,1	0,4 0,2 0,1	0,2 0,2	3,3 70,99 23,24 0,37 5,39		Плотность при р = = 0,1 МПа и Т = 273 К, кг/см3 Молярная масса Стехиометрическое количество воздуха: Lq, м3/м3 Lo, кг/кг Низшая теплота сгора- ния: QP1, МДж/м3 QP, МДж/кг	0,73 0,765 17,14 9,44 9,51 16,72 16,8 36,2	36 48,8 46,9	
3. Теоретические температуры горения
некоторых топлив
Топливо	Теплота сгора- ния QP, МДж/м3	Теоретическая температура го- рения, к	Топливо	Теплота сгора- ния QP, МДж/м3 н	Теоретическая температура го- рения, к
					
Каменный уголь	30,5*	2283	Метан	35,5	2283
Керосин	43,9*	2198	Природный газ:		
Окись углерода	12,7	2303	ставропольский	36,2	2283
Водород	10,75	2243	саратовский	36	2288
Водяной генераторный	10,84	2123	дашавский	35,5	2288
газ					
* Данные приведены в МДж/кг.
268
4. Состав и основные характеристики природного газа
Месторождение
Показатель	дашав- ское	елшан- ское	шебелин- ское	бугурус- ланское	туйма- зинское	ИШИМ- баевское
Объемная доля, %:						
СН4	98	92,3	93,8	76,7	35,8	44,5
с2нв	0,5	2,2	4	4,5	18,1	17,4
с3н8	0,2	1,1	1	1,7	15,3	16,5
С4Н10	0,1	1,1	0,5	0,8	7,5	5,4
С6Н12	—	0,5	0,2	0,6	4,1	2,5
H2S	—	—	—	1	1,3	5
со2	0,1	0,1	0,1	0,2	0,2	0,3
О2	—	—	—	—	—	1,7
N2 и др.	1,1	3,4	0,4	14,5	14,7	6,7
QP, МДж/нм3	35,5	36,5	38,2	33,7	54	53,2
V, м3/кг	1,36	1,305	1,301	1,132	1,304	1,287
5. Состав и основные характеристики
генераторных газов_______________
Показатель	Воздушный газ кокса	Водяной газ		Продувоч- ный газ		Смешанный газ	
		антраци- та	бурового угля	антраци- та	бурового угля	антраци- та	бурового угля
Объемная доля, %:							
на	0,9	48	50	2,3	11	13,5	14
СО	33,4	38,5	23,8	8,8	16,9	27,5	25
СН4	0,5	0,5	6,9	0,2	1,7	0,5	2,2
Тяжелые углеводороды	—	—	0,6	—	0,2	—	0,4
H2S	0,4	0,4	0,2	0,1	—	0,2	1,2
со2	0,6	6	14,5	14,5	11,1	5,5	6,5
Na и др.	64,2	6,4	3,8	73,9	58,9	52,6	50,5
QP, МДж/м3	4,6	10,3	11,3	1,463	4,05	5,15	5,9
тг, К	1073	948	543	973	608	1023	603
Содержание пыли в 1 г/м3 газа, г/м3	10	—	—	10	45	10	45
Примечание. Объемная доля О2 составляет 0,2 %.
6. Состав газов подземной газификации углей
Месторождение	Объемная доля, %						QP, н МДж/м*
	СО2	со	н2	сн4	н2	о2	
Подмосковное	9—10	10	12—15	1,5—2	0,4—0,8	63—64	3,62
Горловское	9-11	15—19	14—17	1,4—1,5	—	53—55	4,19
269
7.	Примерный состав газов, получаемых
при различных технологических процессах
Газ	Объемная доля, %	QP, н МДж/м3	МДж/м3
	СО2 СО О2 н2 сн4 с/гнш n2		
Коксовый камен- ных углей Коксовый сланца Полукоксовый ка- менных углей Нефтяной Доменный газ	3	6	1	56	22	2	10	15,9	17,9 15	16	—	39	24	3	3	16,6	18,5 13	9	—	9	54	7	8	25,3	28,2 —	3	—	12	58	28	—	38,4	42,1 10,5 28	— 2,7	0,3	—	58,5	3,9	4		
8.	Соединения, образующиеся при сжигании мазута,
и температура их плавления
Соединение	Формула	Температура плавления, К
Ванадат кальция	CaVO3	1973
Окись железа	Fe2O3	1838
Сульфат кальция	CaSO4	1723
Ортованадат магния	Mg3V2O6	1393
Пированадат кальция	Ca2V2O7	1288
Ванадат железа	FeV2O4	1273
Пированадат никеля	2NiOV2O5	1173
Сульфат натрия	Na2SO4	1153
Метаванадат железа	Ne2O3V2O5	1133
Ортованадат натрия	3Na2OV2O6	1123
Сульфат никеля	NiSO4	1113
Метаванадат кальция	CaV2O4	1051
Метаванадат магния	MgV2O4	973
Пятиокись ванадия	v2o5	948
Пированадат натрия	2Na2OV2O5	913
Метаванадат натрия	Na2OV2O5	903
Ванадат натрий-ванадия	Na2OV2O45V2O5	898
270
9.	Основные характеристики некоторых топлив
для реактивных двигателей
Характеристика топлива	ГОСТ 10227- 62			ТУ 38-1-257-69 Т-8	ГОСТ 16564 — 71, РТ	ГОСТ 12308 — 80, Т-6
	Т-1	ТС-1	Т-2			
Плотность рг, г/см3, не более	0,8	0,775	0,755	0,8	0,775	0,84
Температура начала кипения, К	423		333	438	408	471
Температура пере- гонки 10 % топлива, К, не выше:	448	438	418	398	448	493
50 %	498		468		503	
90 %	543	503	523		543	563
98 %	553	523	553			598
Кинематическая вяз- кость, м2/с, не более:						
при 293 К	1,5	1,25	1,05	1,5	1,25	<4,5
при 313 К	16	8	6	16	16	60
Температура начала кристаллизации, К, не выше		213		218		213
Температура вспыш- ки в закрытом тигле, К, не ниже	303	301	—	313	301	—•
Массовая доля, %, не более:						
серы (общее)	0,1	0,25	0,25	0,05	0,10	0,05
золы	0,005	0,005	0,003	0,003	0,003	0,003
QP, МДж/кг	42,9	42,9	43,1	43,1	43,12	42,914
Примечание. Механические примеси, вода, растворимые в воде кислоты
и щелочи, ванадий, натрий, смолистые вещества отсутствуют.
10. Основные характеристики средних и тяжелых жидких топлив
Характеристика топлива	Топливо дизельное, ГОСТ 305—82			Мазут флотский, ГОСТ 10585 — 75 »			Моторное топливо, ГОСТ 1667 — 68 *		Для газо- турбинных установок, ГОСТ 10433 — 75		Мазуты топочные, ГОСТ 10585 — 75 »	
	Л	3	А	Ф-5 со знаком каче- ства	Ф-5	Ф-12	дт	дм	ТГВК	ТГ	М40	Ml 00
Плотность рт при 293 К. г/см’, не более Кинематическая вязкость, мм2/с: при 293 К при 323 К, не более	0,86 3-6	0,84 1,8-5	0,83 1,5 —4	0,91 29	0,955 36,2	0,96 89	0,93 36	0,97 130	0.935 16	0,935 16	0,965	1,015
при 353 К. не более	—	—	—	—	—	—	—	—	—	—.	73,9	118
Температура застывания, К (меньше или равна)	263	238	218	266	268	265	268	283	278	278	288	298
Температура вспышки в за- крытом тигле, К (больше или равна) Массовая доля, %, не бо- лее:	234	313	208	353		363	338	358	338	334		
золы	0,01	0,01	0,01	0,04	0,05	0,1	0,04	0,06	0,01	0,01	0,05	0,14
серы (общая)	0,2	0,2	0,2	0—(1.5)	0—(2)	0,60	0.5	1,52	1	2,5	0,5 —3,5	0,5 —3,5
воды	Отсутствует			0,2	0.3	0.3	0,5	0.5	0,2	0,5	1.5	1,5
механических примесей	Отсутствует			0,07	0,1	0,12	0,05	0,1	0,02	0,03	0,8	1,5
ванадия	——	—	—	0,0005	0,0005	0,001	0,0011	0,0005	0,0002	0,0004	0,0026	0,012
и атрия QP, МДж/кг	(41,3)	(41,9)	(42,3)	0,008	0,01 41,454	0,013	0,01 (38,090)	0,011 (38,130)	0,0002	— 39,8		0,011 40,74	0,013 40,53
Примечание. Температура вспышки в открытом тигле топочного мазута М40 равна 363 К» a Ml 00 — 383 К.
11. Основные характеристики газотурбинных дистиллятных топлив, полученных из нефти
Характеристика топлива	Дистиллят сернистый		Дистиллят малосернистый	
	замедленного коксова- ния Ново-Уфимского НПЗ	ТКК Куйбышевского НПЗ	замедленного коксова- ния Волгоградского НПЗ	термического крекинга Грозненского НПЗ
рт при 293 К, г/см3, не более	0,9—0,915	0,87—0,9	0,88—0,883	0,852—0,857
Температура застывания, К	262, 258	262, 272	266, 277	260, 258
Температура вспышки в закрытом	(85,94	62,76	64,1	72
тигле, К				
Кинематическая вязкость, мм2/с	4—5,8	2,3—4	3,2—3,87	2,4
Массовая доля, %:				
золы	0,011—0,012	0,0006—0,007	0,0015	0,01
воды	Отсутствует	Отсутствует	Следы	Отсутствует
механических примесей	0,004—0,057	—	0,005—0,015	0,04
смолистых веществ	8—16	19—21	9—12	6
ванадия	0,0002—0,0004	Следы—0,0001	0,0002—0,00004	0,0007
натрия	0,0006—0,0009	—	0,0004	—
СР	85,91—86,15	84,83—85,91	87,02—86,95	85,48—86,51
HP	11,33—11,36	12,41—11,6	12,27—12,38	12,99—13,16
SP	2,46—2,21	2,46—2,4	0,41—0,48	0,34—0,2
NP	0,23—0,14	0,05—0,09	0,04—0,02	0,8—0,04
OP	0,07—0,15	0,25—0	0,26—0,17	0,39—0,09
QP, МДж/кг	41,05—41,2	40,45	42—42,13	42,09—42,35
12. Примерный состав различных твердых топлив
Характеристика топлива	Древе- сина	Торф	Горючий сланец	Буры и уголь	Камен- н ы и уголь
Массовая доля, %:					
Ср	45—50	55—60	60—70	65—75	80—96
Нр	5-6	5,5—6	6—10	4—6	2—6
ор	40	33	9—11	20	2—5
Np	0,6	2,5	0,2—0,7	1—1,5	1—2
sp	1—2	0,3	—	1-3	0,5—5
Ар	1—2	3—9	20—50	10—20	3—12
WP	45—55	24—45	15—20	3-5	0,5—4
Естественная влажность	50	75—85	—	—~	—
Массовая доля летучих ве- ществ, %	80—87	702	75-90	30—40	10—30
Qp, МДж/кг	7,12—	10,48—	5,45—	12,5—	31,4—
	9,22	12,58	9,64	14,6	35,6
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Дятлов И. Н. Распыливание топлива в камерах сгорания газотурбинных
двигателей’Под ред. А. В. Талантова. Казань: КАП. 1980. 78 с.
2.	Использование моторных топлив в газовых турбинах /l. К. Кистьянц,
М. Е. Мейлихов, В. А. Жариков, В. Н. Михайловский. М.: Машиностроение,
1978. 96 с.
3.	Канило П. М. Токсичность ГТД и перспективы применения водорода.
Киев: Наукова думка, 1982. 137 с.
4.	Нарежный Э. Г., Сударев А. В. Камеры сгорания судовых газотурбинных
установок. Л.: Судостроение, 1973. 232 с.
5.	Распыливание жидкостей/Ю. Ф. Дитякин, Л. А. Клячко, Б. В. Новиков,
В. И. Ягодкин. М.: Машиностроение, 1977. 207 с.
6.	Сжигание тяжелых жидких топлив в камерах сгорания ГТУ. М.: НИИЭин-
формэнергомаш, 1980. 93 с. (Серия «Энергетическое машиностроение»).
7.	Сторожук Я. П. Камеры сгорания стационарных газотурбинных и парога-
зовых установок. Л.: Машиностроение, 1978. 231 с.
8.	Талантов А. В. Горение в потоке. М.: Машиностроение, 1978. 160 с.
9.	Теория и расчет ГРД/Под ред. В. И. Бакулева. М.: МАИ. 1982. 74 с.
10.	Христич В. А., Тумановский А. Г. ГТУ и охрана окружающей среды. Киев.:
Техшка, 1983. 242 с.
И. Щукин В. А., Рогожин Б. А., Янковский В. М. Предварительный расчет
форсажной камеры сгорания ГТД/Под ред. А. В. Талантова. Казань: КАИ, 1981.
41 с.
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
А
Азот воздуха 24, 179
— топлива 9, 178
Активация молекул 34, 39
Аэродинамика потока в рабочем объ-
еме камеры сгорания НО
В
Ванадий 16
Влага топлива 9
Водород 19
Воздух вторичный 75
—	, количество стехиометрическое 24
—	охлаждающий 78
—	первичный 75
—	, энтальпия 136
Воспламенение вынужденное 45
—	, период индукции (задержки) 38
—	, пределы 42, 45
—	самопроизвольное 40
—	тепловое 40
Воспламенитель 148
Выход вредных компонентов продук-
тов сгорания топлива 176
—	летучих 21
—	окислов азота 179
Вязкость жидких топлив 14
—	динамическая 101
—	кинематическая 14
Г
Газовая горелка круглая 84
—	постоянная 26
Газогенератор 12, 208
Газы жирные 12
—	, давление парциальное 35
—	идеальные 29
—	, поле температуры 74
—	сухие 11
—	трехатомные 141
Геометрическое подобие 251
Горелки различных конструкций 209
—	, проскок пламени 87
Горение, баланс материальный 247
—	вибрационное 235
—	, время 102
—	гетерогенное 31, 99
—	гомогенное 31
границы устойчивости 239
—	двухзонное 79
—	детонационное 70
—	, диффузионная область 104, 254
—	, значение параметров эффективное
138
—	, зона, относительная длина 165
—	, кинетическая область 104, 254
—	кинетическое 104
—	, критическая скорость 203
—	ламинарное 49
—	, моделирование, краевые условия
251
------диффузионное 84
—	макродиффузионное 258
—	микродиффузионное 258
—	микрофакельное 79
—	, начальные параметры 70
—	объемное, распространение 66
	--, модель Е. С. Щетинкова 66
—	, поверхностная скорость 105
—	поверхностное, модель К. И. Щел-
—	кина 60
	--модель А. В. Талантова 63
—	, подобие процессов 249
—	, полнота 73
------ механическая 136
------ химическая 136
—	, положение о нормальном распре-
делении пламени 51
------ об условиях воспламенения
Л. И. Хитрила 44
—	пульсирующее 235
—	, режим нестационарный 253
	--переходный 70
	--стационарный 67
—	, скорость тепловыделения 41
—	, стадии, топлива газообразного 84
------жидкого 99
------ твердого 102
—	,схема микрофакельная 184
—	, температура процесса 25
—	топлива газообразного 84
------жидкого 99
------твердого 102
—	, условия адиабатные 37
------ однозначности 251
—	, установившийся процесс 100
—	устойчивое, зона 238
------, предел 238
—	, устойчивость процесса 237—239
—	, физическая модель процесса 255
	—, этапы 254
275
Горючая смесь, воспламенение 40
--воспламеняющаяся 45
-- двухфазная 99
--невоспламеняющаяся 45
--стехиометрическая 84
Горючие сланцы 8
Градиент концентраций 258
—	скорости 77
Границы взрывные 70
—	воспламенения 43, 45
—	зажигания 71
—	области турбулентного смешения
255
—	срыва пламени 173
д
Движение турбулентное, модель
механизма 60
Деароматизация жидких топлив 19
Диффузия 103
—	молекулярная 259
—	молярная 259
—	турбулентная 259
Диффузор осесимметричный 123
Древесина 8
Дробление твердого топлива 22
—	, остаток на сите 23
—	, проход через сито 23
Дутье 12
Е
Единицы измерения вредных выбро-
сов в продуктах сгорания 175
Ж
Жаровая труба 75
--, относительная длина 165
---------шага расположения от-
верстий 129
--, охлаждение
--, степень черноты 140
--, уравнение теплового баланса
стенки 139
3
Зажигание электроискровое 47
—, мощность источника 47
-- минимальная 47
Закон Аррениуса 34
— влияния температуры, экспонен-
циальный 34
—	Гесса 136
—	действующих масс 27
— Михельсона 50
К
Камера сгорания 3
--, безразмерные параметры 165
276
---- встроенная 80
----выносная 80
----гомогенная 79
----, длина зоны горения 168
------- относительная 165
----, дымление 175—176
----, зона горения 75, 90
----, изготовление деталей, неточ-
ность 266
---- индивидуальная 80
---- испарительная 149
---- кольцевая 80
----, коэффициент сопротивления те-
пловой 123
----, материалы деталей 266
----основная 211
----промежуточного прогрева га-
зов 211
---- противоточная 157
---- прямоточная 147
----пылеугольная 162—164
----, рабочий процесс 144
----, расчет 164
------- конструкторский гидравли-
ческий 133
----, расчетные параметры 193
-------режимы 193
----, режимы лопаточные 124
-------неустановившиеся 238
-------неустойчивые 235
---- секционная 80
----, тепловой баланс 135
----, теплонапряженность рабочего
объема 74
----, трещинообразование на дета-
лях 266
----трубно-кольцевая 80
----форсажная 212
----, характеристики работы 170
-------эксплуатационные 264
Каменный уголь 8, 21
Керосин 13
Кислород 9
Кокс 21
Константа процесса активации 34
— равновесия химический реакции
28
—	скорости химической реакции
32
Концентрация массовая 2
—	молярная 28
—	объемная 8
—	относительная 35
Коррозия ванадиевая 35
----, предотвращение 17
—	высокотемпературная 264
—	сернокислая 17
—	сталей сернистая 175
Коэффици ент восстановления давле-
ния 73
—	диффузии 259
— запаса устойчивости работы ка-
меры сгорания 238
— избытка воздуха 25
-------общий 75
-------в зоне горения 77
— кинематической вязкости 14, 143
— неравномерности поля темпера-
туры газов на выходе из камеры
сгорания 74
—	ослабления лучей газами и частич-
ками сажи 141
—	полноты сгорания топлива 73
—	потерь полного давления 121
—	расхода 128
—	температуропроводности 54
—	теплоотдачи 142
—	теплопроводности 54
—	трения 203
—	турбулентного обмена 60, 259
Критерий гомохронности 248
—	Грасгофа 252
—	движения 252
—	контакта реакции 250
—	Нуссельта 102, 105
— Пекле 252
—	подобия 248
—	Прандтля 252
—	равновесия химической реакции 250
—	Рейнольдса 248
— стабилизации,	Михельсона 94
— теплового и	материального об
мена 252	
— Фруда 248 — Эйлера 248	Л
Легроин 13	М
Масштаб турбулентности Лагранжа
60
---Эйлера 60
Мазут 14, 20, 24, 272
Методы переработки топлив газо-
образных 12
—	жидких 13—14
—	твердых 22—23
Н
Нагар, отложение 264
—	предотвращение 19
Насосы роторные 197
Направляющий аппарат 146
Нефть 13
О
Область взрыва 43
—	зажигания 46
—	самовоспламенения 44
—	устойчивой работы 239
Окислитель 7
Оксиды азота 175
—	ванадия 16
—	серы 175
—	углерода 175
П
Патрубок пламяперебрасывающий 81
Пламя
—	, критический диаметр трубки 48
-------, гашение 48
—	ламинарное 50
—	, механизм распространения 62
—	, многоместная стабилизация 79,
219
—	, распространение нормальное 53
--- сферическое 51
—	, самоускорение 49, 70
—	, свечение 50
—	, скорость распространения 55
—	, тепловой срыв 94
Перенос молекулярный 259
Пористость твердых топлив 107
Потери тепловые 136
Поток диффузионный 105
---, скорость 103
Пределы (границы) взрывные 71
— распространения пламени 71
Продукты сгорания 24, 193
---, вредные составляющие 152
---, диссоциация 29
---, конечная температура 25
---неполного 24, 175
--- полного 24
---, поправка на влажность 9
---, токсичные компоненты 175
---, физическая теплота 31
---,энтальпия 136
Пылеподатчики 206
Р
Распределение воздуха в камере сго-
рания, вторичного 76
----------,	действительно поступа-
ющего к топливу при сжигании 25
----------,	необходимого для пол-
ного сгорания 1 кг топлива 24
----------,	охлаждающего 76, 78
----------,	первичного 75, 76
----------,	поступающего через фрон-
товое устройство 76
Рабочий процесс камеры сгорания
ПО
-----------, анализ влияния различ-
ных факторов 114
-----------, статическое давление (по-
тери) 122
Распиливание жидких топлив 197
277
Реакция химическая 3
---- бимолекулярная 32
----, внутреннее реагирование в по-
рах твердого топлива 105
----вторичная 39, 106
---- изотермическая 33
----, кинетика 31
----, кинетическое уравнение 32
----, классификация 32
----, концентрация вещества 27
------- активных молекул 34
-------нормальных (пассивных) мо-
лекул 34
---- мономолекулярная 32
---- необратимая 32
---- обратимая 27
•---первичная 105
----, рабочая смесь (система) 23
----, равновесная концентрация 28
----, радикалы 38
----разветвляющаяся 39
----, скорость 36
------- максимальная 36
—------гомогенной 28
----сложная 32
----, степень диссоциации 29
----, стехиометрическое число 249
----, теплота 27
----, термическое расщепление 19
----, толщина зоны 53
—------тримолекулярная 32
---- цепная 38
-------неразветвляющаяся 39
-------разветвляющаяся 27
----экзотермическая 35
---- эндотермическая 35
С
Сжигание топлива газообразного 84
----, двухстадийное 79
----, диффузионный метод 83
----жидкого 99
----, процесс 83
----, струйно-факельный способ 57
---- твердого 102
----, технологические схемы 22
Системы подачи топлива 194
------- газообразного 207
-------жидкого 194
------- твердого 205
Смесь, физическая теплота 31
Сопло, критическое сечение 203
Стабилизатор 89, 91, 217
— эшелонированный 98
Стали жаростойкие, состав 267
Струя затопленная турбулентная 85
—, полюс 144
—, участок начальный 85, 143
---- основной 143
----переходный 143
Т
Теория горения, основы 31—40
— приближенного моделирования 253
— распространения фронта пламени
нормального 53
---------- турбулентного 60
—	самовоспламенения 41
—	течения струй 84
—	центробежной форсунки 198
—	цепных реакций 38
Тепловой поток удельный 139
Тепловыделение 113
Теплоемкость жидкого топлива 15
Теплообмен конвективный 142
Теплота сгорания (высшая, низшая) 10
—	образования активных молекул 34
—	, перенос 56, 258
—	полезно используемая 73
—	, потери в окружающую среду 136
	--от неполноты сгорания 136
	--от процесса диссоциации 30
	--при подводе к потоку газа 122
	--с уходящими газами 136
—	, регенерация 211
Течение ламинарное 49
—	рециркуляционная область 91
—	, эжекционная способность 89
Топливо 8
— авиационных двигателей 18, 271
—	, баласт (негорючие материалы) 23,
55
—	бороводородное 20
—	высокосернистое 13
—	газотурбинное дистиллятное 21, 273
—	, горение 23—31
—	дизельное 13
—	, зольность 16
—	, количество, необходимое для
подогрева рабочего тела в камере
сгорания 138
—	криогенное 20
—	, масса горючая 9
		органическая 9
		рабочая 9
	--сухая 9
—	, минеральные примеси 16
—	, отложение золы 17
—	, отношение к нагреванию 11
—	промышленное 11
----- газообразное 11
-----жидкое 13
-----твердое 21, 274
—	, распыливание воздушное 187
—	, расход 167, 193
—	, реакционная	способность 43,
108
—	, сера 7, 16
—	, состав фракционный 15
-----химический 8
	- - -- элементарный 9
--стационарных ГТУ и транспорт-
ных ГТД 20
—, температура вспышки 16
---- кристаллизации 15
—, теплоустойчивость 11
—, термическая стабильность 19
—, требования 7
— углеводородное 19
—, физическая теплота 31
—, характеристики теплотехнические
(энергетические) 19
Торф 8
Турбулентность, автомодельность те-
чения 121
—, масштаб 60, 358
----крупномасштабная 61—62
----мелкомасштабная 60, 62
—, пограничный слой 144
—, профили скорости 252
—, степень (интенсивность) 59
—, частота пульсации 59
У
Устройство входное 147
— горелочное 209
----, эквивалентный диаметр 123, 128
— пусковое 148
— форсуночно-горелочное 197
— —, схемы 198—209
— фронтовое 177
Ф
Факел пламени 5
----, дисперсность 261
— —, зона горения и догорания 56
----, излучение 140
---- конусообразный 50
----, степень черноты 140
----, температура эффективная 142
----, форма 50, 68
Форсунка воздушная 229
— комбинированная 205
—, конструкция и расчет 197
— топливная вращающаяся 81, 154
----стабилизаторы воздушные 227
— центробежная 197
----, геометрическая характери-
стика 200
---- идеальная 198
— —, характеристика работы 200
Фронт пламени 49
----, поверхность 42
----, предел распространения 55
— -------нижний 71
----, процесс распространения 43
----, скорость распространения де-
тонационного 70, 71
--------- ламинарного (нормаль-
ного) 50, 54—55
--------- массовая 55
---------наблюдаемая 50
--------- турбулентного 56, 60
----, стабилизация поверхности 86—
87
----, толщина 53
----, ширина поверхности 53
------- пограничного слоя 122
Ц
Цикл ГТУ с промежуточным подогре-
вом газов 59
Ч
Число Кармэна 59
- Маха 130
— Рейнольдса 49, 248
Ш
Шум 72
Э
Экран 79
Эрозия 19
—, предотвращение 17
Энергия активации 34
Эффективная степень черноты тела 140
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие ...................................................... 3
Основные условные обозначения..................................... 5
I Топливо и основы теории горения................................. 7
§ 1	Общая характеристика топлива ............................... 7
§ 2.	Промышленное топливо ...................................... 11
§ 3.	Горение топлива............................................ 23
§ 4.	Основы теории горения ..................................... 31
§ 5.	Воспламенение горючей смеси ............................... 40
§ 6.	Процесс распространения пламени ........................... 47
й Основы рабочего процесса и конструирования камер сгорания ....	73
§ 7.	Основы организации рабочего процесса....................... 73
§ 8.	Процесс сжигания топлива................................... 83
§ 9.	Рабочий процесс камер сгорания.....................'. . . НО
I Система расчета основных элементов рабочего процесса, схемы
конструкций и характеристики работы камер сгорания ............. 121
§ 10.	Потеря давления........................................... 121
§ 11.	Основы расчета камер сгорания ............................ 133
§ 12.	Конструкции камер сгорания................................ 145
§ 13.	Методика полного расчета ................................. 164
§ 14.	Характеристики работы камер сгорания...................... 170
§ 15.	Топливная система ГТД..................................... 194
§ 16.	Камеры сгорания промежуточного подогрева газов............ 210
 Некоторые вопросы эксплуатации. Элементы	специальных расчетов 235
§ 17.	Колебательные процессы.................................... 235
§ 18.	Основы теории моделирования процесса	горения..... 246
§ 19.	Моделирование камер сгорания.............................. 254
§ 20.	Некоторые особенности работы камер сгорания и применяемые
в них материалы ................................................ 263
Приложение ..................................................... 268
Список литературы............................................... 274
Предметный указатель............................................ 275