Процессы в камерах
сгорания
гтд

GAS
TURBINE
COMBUSTION
Arthur H. Lefebvre
Thermal Sciences and Propulsion Center
School of Mechanical Engineering
Purdue University
West Lafayette, Indiana
Hemisphere Publishing Corporation
Washington New York London
McGRAW-HILL BOOK COMPANY New York St. Louis San Francisco
Auckland Bogota Hamburg Johannesburg London Madrid Mexico
Montreal New Delhi Panama Paris Sao Paulo Singapore Sydney Tokyo
Toronto

А.Лефевр
Процессы
в камерах
сгорания
ГТД
Перевод с английского
канд.техн. наук
С. О. АПЕЛЬБАУМА,
А. А. ГОРБАТКО,
A. Д. РЕКИНА,
B. И. ЯГОДКИНА
под редакцией
д-ра техн. наук, проф.
В. Е. ДОРОШЕНКО
МОСКВА
«МИР»
1986

ББК 39.55
Л 53
УДК 621.452.3
Лефевр А.
Л53 Процессы в камерах сгорания ГТД: Пер. с англ. —
М.: Мир, 1986. —566 с, ил.
В книге известного английского специалиста по авиационным газотурбинным
двигателям (ГТД) рассмотрены физические и химические процессы,
сопровождающие горение в ГТД, принципы организации горения при ламинарном и
турбулентном режимах, приведены данные по кинетике химических реакций, по определению
условий воспламенения и стабилизации пламени. Анализируются свойства жидких
и газообразных топлив и экологические проблемы при их сжигании.
Для широкого круга специалистов по авиации, двигателестроению, горению,
а также студентов и аспирантов соответствующих специальностей.
Редакция литературы по новой технике
by Hemisphere Publishing Corporation
перевод на русский язык, «Мир», 1986

Предисловие редактора перевода
Горение в камере газотурбинного двигателя (газовой
турбины) обычно происходит в условиях трехмерного
турбулентного двухфазного течения. Сложность и недостаточная
изученность процессов в таких течениях не позволяют рассчитывать
характеристики процесса горения и определять оптимальную
конструкцию камеры сгорания на стадии ее проектирования.
В связи с этим при проектировании и доводке камер, а также
при анализе результатов испытаний приходится пользоваться
эмпирическими данными, полученными в процессе разработки
предыдущих образцов камер сгорания и при
экспериментировании с упрощенными модельными камерами и их узлами.
Однако эти данные содержатся главным образом в
многочисленных периодических изданиях и нередко носят частный
характер. Поэтому предлагаемая читателю книга, в которой, по
нашему мнению, впервые сделана удачная попытка собрать
воедино, обобщить и проанализовать современные представле
ния о рабочем процессе в камере газотурбинного двигателя,
является весьма полезной. Автор в значительной мере достиг
поставленной цели — описать и объяснить основные физические,
химические, газодинамические и тепловые процессы,
протекающие при горении в газотурбинных двигателях, и
продемонстрировать их связь с характеристиками работы и конструкцией
камеры.
Книга отличается инженерной направленностью,
тщательностью подбора материала, хорошим его оформлением,
ясностью и последовательностью изложения. В конце книги для
каждой главы приведены обширные списки литературы по
рассматриваемой теме.
i Вызывает сожаление отсутствие в книге аналогичных
материалов о вибрационном горении, которое часто с большими
трудностями приходится устранять для обеспечения
работоспособности как самой камеры, так и других узлов двигательной
установки. Необходимо также отметить почти полное
отсутствие ссылок на работы советских специалистов, что,
естественно, обедняет научно-технический арсенал автора. Тем не
менее книга представит значительный интерес для инженеров,
конструкторов, научных работников, аспирантов и студентов,
специализирующихся в области авиационных двигателей и
газотурбинных установок.

Предисловие редактора перевода
Перевод гл. 1, 5, 9 выполнен С. О. Апельбаумом, гл. 2, 6, 7,
11—А. А. Горбатко, гл. 3, 4, 10 —В. И. Ягодкиным, гл. 8 —
А. Д. Рекиным. Ниже приведен краткий перечень некоторых
отечественных работ по тематике книги А. Лефевра.
В. Е. Дорошенко
Литература
1. Я. Б. Зельдович, Г. И. Баренблатт, В. Б. Либрович, Г. М. Махвиладзе.
Математическая теория горения и взрыва. — М.: «Наука», 1980.
2. Е. С. Щетинков. Физика горения газов. — М.: «Наука», 1965.
3. Д. А. Франк-Каменецкий. Диффузия и теплопередача в химической
кинетике.— М.: «Наука», 1967.
4. Ю. М. Пчелкин. Камеры сгорания газотурбинных двигателей. — М.:
«Машиностроение», 1984.
5. Г. Ф. Кнорре, К. М. Арефьев А. Г. Блох, Е. А. Нахапетян, И. И. Палеев,
В. Б. Штейнберг. Теория топочных процессов. — М. — Л.: «Энергия», 1966.
6. Ю. Ф. Дитякин, Л. А. Клячко, Б. В. Новиков, В. И. Ягодкин. Распылива-
ние жидкостей. — М.: «Машиностроение», 1977.
7. К. И. Щелкин, Я. К. Трошин. Газодинамика горения. — М.: изд-во АН
СССР, 1963.
8. А. С. Соколик. Самовоспламенение, пламя и детонация в газах. — М.:
изд-во АН СССР, 1960.
9. Б. В. Раушенбах, С. А. Белый, И. В. Беспалов, В. Я. Бородачев, М. С.
Волынский, А. Г. Прудников. Физические основы рабочего процесса в
камерах сгорания воздушно-реактивных двигателей. — М.: «Машиностроение»,
1964.
10. Теория турбулентных струй. Под ред. Г. Н. Абрамовича. — М.: «Наука»,
1984.
И. С. М. Ильяшенко, А. В. Талантов. Теория и расчет прямоточных камер
сгорания. — М.: «Машиностроение», 1964.
12. Г. Н. Абрамович. Прикладная газовая динамика. — М.: Гостехиздат, 1953.
13. А. Н. Михайлов, Г. М. Горбунов, В. В. Борисов, Л. А. Квасников,
Н. И. Марков. Рабочий процесс и расчет камер сгорания газотурбинных
двигателей. — М.: Оборонгиз, 1959.

Предисловие
Газовую турбину можно с полным основанием назвать
двигателем двадцатого века. Потенциальные возможности ее как
практичного источника энергии были оценены еще в начале
1900-х гг., однако бурное развитие газотурбинной техники под
влиянием надвигавшейся войны началось только в 1930-х гг.
Высокий темп развития сохранился и в послевоенные годы,
главным образом из-за огромных преимуществ, которые
ожидались от авиационных газотурбинных двигателей в отношении
дальности и скорости полета, экономии топлива и комфорта
пассажиров. Поэтому газотурбинные двигатели уже в течение
нескольких десятилетий являются основным источником
движущей силы в авиации и находят постепенно все большее
применение в качестве силовых установок на судах, тепловозах,
грузовых автомашинах и автобусах. Вследствие этого производство
газотурбинных двигателей стало одной из ведущих отраслей
промышленности в наиболее развитых индустриальных странах
мира и приобретает все более важное значение во многих
развивающихся странах.
Возникшая в последнее время необходимость оценить
возможность применения топлив, отличающихся по качеству от
нефтяных топлив высокой очистки, а также озабоченность все
возрастающим уровнем загрязнения атмосферы заставили
обратить внимание на недостаточную изученность процессов горения
и отсутствие исчерпывающего для современного уровня знаний
руководства по рабочим процессам в камерах сгорания
газотурбинных двигателей. В какой-то степени необходимость
в этом удовлетворялась отличной книгой The Design and
Development of Gas Turbine Combustors, выпущенной Northern
Research and Engineering Corporation (Уоберн, шт. ]М.ассачусетс).
К сожалению, книга эта доступна лишь весьма
ограниченному числу организаций, по заказу которых эна была
составлена. Следует отметить также, что, как свидетельствует
название книги, основное внимание уделено в ней
опытно-конструкторским работам над камерами сгорания и лишь в малой
степени — вопросам, связанным с протекающими в них
процессами.
Задача предлагаемой книги состоит в разъяснении сущности
основных физических, химических и аэротермодинамических
процессов при горении в газотурбинном двигателе и в показе

Предисловие
их прикладного значения по отношению к характеристикам
и конструкции камер сгорания. Она предназначена прежде
всего аспирантам, специализирующимся в области авиационной
и моторостроительной техники, однако может быть
использована также учеными и инженерами различных организаций,,
занимающихся исследованием, проектированием, доводкой и
эксплуатацией газотурбинных двигателей. Хотя содержание ее
охватывает различные области науки и техники, все они
излагаются и трактуются с чисто инженерной точки зрения.
Надеюсь, что эта книга окажется полезной и как учебное пособие,,
и как руководство при разработке камер сгорания
газотурбинных двигателей и стационарных газовых турбин.
При написании этой книги автором был использован
многолетний опыт преподавания курса горения в газотурбинных
двигателях, в частности материалы интенсивного однонедельного
курса лекций, который читается ежегодно в Кренфилдском
технологическом институте (Великобритания) и в Лафайетском
университете (США). Этот короткий курс лекций был прочитан
автором в ряде университетов и моторостроительных
организаций Бельгии, Бразилии, Египта, Индии, Италии, КНР, Норвегии,
Франции и Швеции. Материалы этих лекций постоянно
обновлялись результатами собственных исследований, а также
данными, полученными благодаря тесным связям с
промышленными предприятиями, в работе которых автор принимал
активное участие в качестве проектанта и консультанта.
Книга не требует привлечения каких-либо дополнительных
пособий; читателю достаточно владеть ц&сьма скромными
знаниями в области физики и химии. Автор надеется, что в ней
содержится вся информация, необходимая для проектирования
и анализа характеристик камер. В соответствии с
существующей тенденцией в книге используется Международная система
единиц (СИ).
В гл. 1 приведены основные требования к характеристикам
камер сгорания и дано описание особенностей их конструкции,,
а также рассмотрены различные типы и конструктивные схемы
камер. В гл. 2 изложены некоторые вопросы теории горения,
в частности понятия о ламинарных и турбулентных пламенах»
суммарной скорости реакций, влиянии состава смеси и
адиабатической температуры пламени.
В гл. 3 рассматриваются конструкция и характеристики
конических, плоских и кольцевых диффузоров. Гл. 4 посвящена
характеристикам течения в камере сгорания и анализу
взаимосвязей между размерами проточной части, потерями полного
давления, полями температуры, гидравлическими
характеристиками отверстий, глубиной проникновения и смешением
воздушных струй с потоком газа, характеристиками завихрителей
и расположением отверстий на жаровой трубе.

Предисловие
В гл. 5, 6 и 7 изложены основы и ключевые проблемы
процессов горения. Возможности достижения высокой полноты
сгорания топлива рассматриваются в гл. 5. Представлены три
модели процесса горения, в которых скорости протекания
лимитируются скоростью смешения, испарения или химической
реакции. Механизм стабилизации пламени и методы, используемые
для расширения диапазона устойчивого горения, описаны в
гл. 6. Приведены результаты исследования влияния типа
топлива, внешних условий и размеров стабилизатора на
устойчивость процесса горения. На основании этих данных выведена
зависимость, позволяющая прогнозировать _г?аницы области
устойчивой ?а&оты реальных камер сгорания. Теория искрового
зажигания и методы, применяемые для осуществления
зажигания в камерах ГТД, излагаются в гл. 7. Рассмотрены вопросы,
связанные с влиянием конструктивных особенностей камер,
характеристик факела распыленного топлива и системы
искрового зажигания на условия воспламенения топлива. Особое
внимание уделяется важной проблеме высотного запуска камеры.
Процессы теплообмена, определяющие тепловое состояние
жаровой трубы, обсуждаются в гл. 8, где представлены также
методы расчета температуры охлаждаемых и неохлаждаемых
стенок жаровых труб. Заключает эту главу обзор
перспективных методов охлаждения стенок.
Гл. 9 и 10 посвящены топливам и методам их подачи в
камеру. Хотя в гл. 9 приведены в основном данные о свойствах
и характеристиках горения обычных жидких углеводородных
топлив, некоторое внимание уделено в ней и газообразным топ-
лнвам, а также влиянию, которое могут оказать альтернативные
и синтетические топлива на конструктивный облик и
характеристики камер сгорания. Проявляющаяся в последнее время
тенденция к использованию топлив пониженного качества вновь
усилила интерес к изучению процесса впрыскивания, методов
измерения и определения различных характеристик топливного
факела: корневого угла, кривых распределения, среднего
диаметра капель. Все эти вопросы обсуждены в гл. 10, где
приведены также формулы для определения среднего диаметра
капель, образующихся при распыливании топлива
центробежными, пневматическими и вращающимися форсунками. Глава
завершается разделом, в котором сравниваются различные
методы подачи топлива, включая систему с испарительными
трубками.
I В настоящее время общепризнано, что загрязнения, генери-
i руемые в процессе горения, представляют серьезную угрозу для
окружающей среды. В гл. И обсуждаются проблемы, связанные
с механизмом образования загрязняющих веществ в камерах
газотурбинных двигателей, и методы снижения их
концентрации. Рассмотрены различные подходы к проектированию камер

10 Предисловие
с низким уровнем вредных выбросов, например камеры с
регулируемым расходом воздуха, с двухзонным горением и с
использованием предварительно подготовленных «бедных»
горючих смесей.
Мой интерес к проблемам горения в газотурбинных
двигателях возник около трех десятилетий назад в годы приятной
и плодотворной работы с Ф. (Даном) Джонсоном и его
коллегами в отделе процессов горения фирмы «Роллс-Ройс» в г.
Дерби. Позднее я перешел в Инженерно-механический институт
(г. Кренфилд), где нашел чрезвычайно благоприятную
обстановку для проведения исследований процессов горения. Я весьма
обязан тамошним своим коллегам, и особенно аспирантам,
усилиями которых были получены результаты, во многом
определяющие качество этой книги. Мне приятно также отметить
влияние, которое в годы совместной работы оказали на меня
коллеги из Детройтского отделения фирмы «Дизел Аллисон»,
особенно Сэм Рейдер, Боб Салливен и Джерри Томлинсон,
ставившие передо мной ряд интересных проблем.
Многие друзья и коллеги, владеющие специальными
знаниями, любезно согласились просмотреть и прокомментировать
соответствующие главы этой книги. К ним относятся д-р Е. Гуд-
жер и проф. Р. Флетчер из Кренфилда, проф. Р. Фокс из Ла-
файетского ун-та, м-р А. Льюис, работавший ранее в компании
«Шелл» в Тортоне, д-р А. Новик из Управления исследований
министерства обороны и м-р Н. Симмонс из корпорации «Паркер
Хэннифэн». Приношу всем им глубокую благодарность, а также
проф. Дж. Чину из Пекинского института авиации и
космонавтики, который во время пребывания в Лафайетском ун-те в
качестве приглашенного профессора внимательно просмотрел всю
рукопись книги и сделал много полезных замечаний.
Я весьма признателен м-с Аманде Нимантсвердрит за ее
весьма искусное печатание рукописи. Наконец, мне бы очень
хотелось поблагодарить свою жену Салли за ее моральную
поддержку и терпение, которое она проявила во время
написания книги.
Артур Лефевр

Основные сведения
о камерах сгорания
газотурбинных двигателей
ВВЕДЕНИЕ
Эта глава посвящена, в основном, обсуждению основных
требований к камерам сгорания газотурбинных двигателей,
а также описанию, в общих чертах, конструкций различных
камер сгорания, используемых в авиационных и стационарных
ГТД. Некоторые важные конструктивные особенности и
проблемы, затронутые здесь, наряду с другими важными вопросами
более подробно рассматриваются в соответствующих главах
этой книги.
В течение последних сорока лет хотя и постепенно, но
непрерывно продолжался процесс совершенствования камер
сгорания. Тот факт, что многие камеры сгорания ГТД, находящиеся
сейчас в эксплуатации, сходны по размерам, форме и общему
виду с теми, которые разрабатывались много лет назад, не
следует рассматривать как свидетельство недостаточного
прогресса в этой области. Близкое внешнее сходство камер
сгорания ГТД различных поколений обусловлено, в основном,
требованием, чтобы их габариты — длина и площадь поперечного
сечения— укладывались в заданные пределы, связанные с
размерами других основных узлов двигателя, а также
требованиями снижения до минимума потерь полного давления в
диффузоре и обеспечения устойчивого горения в широком
диапазоне изменения отношения топливо/воздух. Несмотря на
усложнение условий работы — повышение рабочих давлений,
температур и скоростей воздуха при входе, — камеры сгорания
современных ГТД по-прежнему имеют близкую к 100 % полноту
сгорания топлива во всем диапазоне рабочих режимов при
меньших потерях полного давления, сниженном уровне выброса
В?едных продуктов сгорания и при ресурсах, превышающих
ресурсы многих других узлов двигателя.
Однако стремление к дальнейшему совершенствованию
конструкции камер сгорания проявляется в настоящее время даже
в большей степени, чем прежде. Разработка новых схем и
конструкций необходима по-прежнему хотя бы для того, чтобы
удовлетворить все более возрастающим требованиям к выбросу
вредных веществ, а также к использованию в газотурбинных
двигателях топлив ухудшенного качества. Выдвижение этих
дополнительных условий не сопровождается, однако, каким-

12 Глава 1
либо ослаблением традиционных требований к ресурсу, полям
температуры и высотному запуску. Фактически в связи с
необходимостью повышения температур в горячей части двигателей
эти традиционные требования, за исключением высотности
запуска, все более ужесточаются [1]. С другой стороны,
требования к высотному запуску изменились за это время очень мало;
до введения ограничений на выбросы вредных веществ именно
они определяли наиболее форсированный режим, по которому
выбирались размеры (объем) камеры сгорания. Однако
требования к полноте сгорания топлива, которые выдвигаются
в связи с законами о защите окружающей среды,
подразумевают, по-существу, увеличение степени форсирования на режиме
малого газа [1]. В тех довольно частых случаях, когда условия
на режиме малого газа становятся более тяжелыми, чем на
режиме высотного запуска, выбор размеров камеры приходится
производить, исходя из ограничений по выбросам вредных
веществ. Помимо этих требований, налагаемых извне, существует
также внутренняя необходимость в улучшении характеристик
камер сгорания, обусловленная развитием и
совершенствованием других узлов двигателя. По-прежнему, очевидно, сохранит
свою важность требование уменьшения размеров и массы камер.
Чрезвычайно большие ресурсы, которые имели некоторые
камеры сгорания, сконструированные в начале 1960-х гг., будет
трудно превзойти при повышенных значениях рабочих
температур, хотя в новых камерах используются более совершенные
материалы и методы охлаждения. Настоятельная
необходимость в улучшении таких характеристик двигателя, как его
удельная масса и удельный расход топлива, требуют
повышения температуры газа перед турбиной и большего, чем в
настоящее время, соответствия фактического и расчетного полей
температуры газа перед турбиной [2].
В будущем все возрастающую роль, по-видимому, будут
играть требования более высокой надежности, большей
долговечности и меньших производственных и эксплуатационных за-
/грат. С целью достижения таких характеристик ведутся поиски
и исследования новых идей, которые позволили бы
усовершенствовать не только конструкцию, но и технологию изготовления
камер сгорания. В результате этого были разработаны более
совершенные системы охлаждения и более широкое
распространение получили теплозащитные покрытия на внутренних
стенках жаровых труб [1].
ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ КОНСТРУКЦИИ
Интересно хотя бы вкратце проанализировать соображения,
которыми обычно руководствуются при выборе конфигурации
и основных размеров традиционных камер сгорания. Такого

Основные сведения о камерах сгорания ГТД
13
Воздух
рода данные позволяют понять, как определяются основные
конструктивные характеристики, обеспечивающие работу
камеры сгорания. Эти данные определяют также пределы
возможных изменений конфигурации и размеров камеры, при
которых наилучшим образом топлиш
могли бы быть удовлетворены |
весьма разнообразные
требования к их рабочим
характеристикам, различным в зависи- воздух-
мости от конструкции
двигателя.
На рис. 1.1, а показана
схема простейшей камеры
сгорания — прямой цилиндрический
канал, соединяющий
компрессор с турбиной. К сожалению,
такое простое устройство
непригодно из-за недопустимо
больших потерь давления.
Потери давления, обусловленные
подводом тепла (горением), в
общем пропорциональны
квадрату скорости воздушного
потока. Поскольку скорость воз- Воздух
духа на выходе из компрессора
близка к 150 м/с, потери
давления при этом могут
достигать четвертой части общего
повышения давления в
компрессоре. Для снижения
потерь давления до приемлемого
уровня используют, как пока- воздух
зано на рис. 1.1,6, диффузор,
с помощью которого скорость
воздуха уменьшают
приблизительно В 5 раз. Однако ОДНОГО рис. \L Стадии развития схемы тра-
ЭТОГО недостаточно, так как диционной камеры сгорания газотур-
для предотвращения срыва бинного двигателя,
пламени и поддержания
устойчивого процесса горения необходимо с помощью обратных
токов создать зону малых скоростей. На рис. 1.1, в показано,
как этого можно достичь посредством простой пластины. Такое
устройство имеет, однако, один недостаток, который
заключается в том, что необходимое для получения заданной
величины повышения температуры отношение топливо/воздух,
обычно близкое к 0,02, существенно превышает предел
воспламеняемости смесей углеводородов с воздухом. В идеаль-

14 Глава 1
ном случае коэффициент избытка топлива ср (equivalence ratioI}
близок к 0,8, хотя, например при желании снизить уровень
выброса окислов азота, эта величина может быть снижена
до ~0,6. Указанный недостаток может быть устранен, если
простой стабилизатор заменить, как показано на рис. 1.1, г,
перфорированной жаровой трубой. В жаровой трубе создается
зона малых скоростей, в которой процесс горения
поддерживается циркуляционным течением продуктов сгорания,
непрерывно поджигающим поступающую в камеру свежую топливо-
воздушную смесь. Избыточная (ненужная для горения) часть
воздуха вводится в жаровую трубу за зоной горения, где она
перемешивается с горячими продуктами сгорания, понижая
таким образом их температуру до приемлемого для турбины
уровня. На практике между первичной зоной горения и зоной
разбавления часто предусматривают так называемую
промежуточную зону, предназначаемую для устранения потерь,
связанных с диссоциацией продуктов сгорания в первичной зоне. Это
достигается путем локального подвода небольшого количества
воздуха.
Таким образом, рис. 1.1 иллюстрирует логическое развитие
принципа организации рабочего процесса в камере сгорания
наиболее распространенной схемы. Существует соответственно
большое число вариантов основной схемы, приведенной на
рис. 1.1, г. Однако в общем случае конструкция любой камеры
сгорания ГТД всегда имеет следующие основные элементы:
корпус, диффузор, жаровую трубу, топливную форсунку.
Выбор схемы и конкретного типа камеры сгорания
определяется в основном требованиями к двигателю, однако в
немалой степени зависит также от размеров отведенного для
камеры пространства, которое необходимо использовать с
максимальной эффективностью. В крупных авиационных двигателях
почти без исключения применяются камеры сгорания
прямоточной схемы, в которых воздух течет параллельно оси камеры.
В случае двигателей меньшей мощности более компактными
оказываются кольцевые камеры с противоточным течением
воздуха, которые позволяют существенно уменьшить расстояние
между компрессором и турбиной. Обычно топливо подается
в зону горения в хорошо распыленном виде. Распыливание
топлива производится либо при подаче его под большим давлением
через точно выполненное отверстие (сопло), либо с помощью
струи воздуха, которая, втекая с большой скоростью в зону
горения, попутно дробит топливо на мелкие капли. Для
создания такой струи воздуха используется перепад давления на
жаровой трубе.
l) Equivalence ratio — величина, обратная принятому в отечественной
литературе коэффициенту избытка воздуха (окислителя). Часто переводится как
«эквивалентное отношение». — Прим. ред.

Основные сведения о камерах сгорания ГТД 15
ТРЕБОВАНИЯ К КАМЕРАМ СГОРАНИЯ
Камера сгорания газотурбинного двигателя должна
удовлетворять широкому кругу требований, относительная важность
которых зависит от типа двигателя. Общими для всех камер
сгорания являются следующие требования:
1. Высокая полнота сгорания топлива (топливо должно
сгорать так, чтобы вся его химическая энергия превращалась
в тепло).
2. Надежный и плавный запуск в земных условиях
(особенно при низких температурах окружающей среды), а для
авиационных двигателей — и на больших высотах (в случае
срыва пламени).
3. Широкие пределы устойчивого горения (пламя не должно
погасать в широком диапазоне изменения давления, скорости
и отношения топливо/воздух).
4. Отсутствие пульсаций давления и других проявлений
нестабильности, вызванных процессом горения.
5. Низкие потери полного давления.
6. Выходное поле температуры газа (т. е. степень
неравномерности температуры по поперечному сечению камеры) должно
удовлетворять условию максимальной долговечности рабочих
и сопловых лопаток турбины.
7. Низкий уровень выбросов дыма, несгоревшего топлива
и газообразных веществ, загрязняющих атмосферу.
8. Минимальная стоимость конструкции и простота ее
обслуживания при эксплуатации.
9. Конфигурация и размеры камеры должны быть
совместимы с контуром двигателя.
10. Большой ресурс.
11. Способность работы на различных топливах.
Для авиационных двигателей важнейшими дополнительными
требованиями являются малые размеры и масса; в
стационарных газотурбинных двигателях большее внимание уделяется
таким требованиям, как ресурс и возможность работы на
различных топливах.
ТИПЫ КАМЕР СГОРАНИЯ
Двумя основными типами камер сгорания являются
трубчатые и кольцевые камеры. Широко применяются также так
называемые трубчато-кольцевые камеры, в которых жаровые трубы
трубчатой конструкции располагаются равномерно по
окружности внутри кольцевого корпуса.
Трубчатые камеры сгорания
Трубчатая камера сгорания состоит из цилиндрической
жаровой трубы, расположенной концентрично внутри
цилиндрического корпуса. Трубчатые камеры характерны для большинства

16 Глава 1
турбореактивных двигателей ранних конструкций: число камер
в двигателях варьировалось обычно в пределах от 7 до 16.
В газотурбинных двигателях малой мощности применение
одиночной трубчатой камеры сгорания может оказаться выгодным
и в настоящее время. Однако для большинства авиационных
двигателей трубчатые камеры сгорания неприемлемы из-за
большой длины и массы, а также потому, что при их
использовании существенно возрастают площадь поперечного сечения
и лобовое сопротивление двигателя.
Кольцевые камеры сгорания
К камерах такого типа кольцевая жаровая труба
располагается концентрично внутри кольцевого корпуса. Такая
«гладкая» в аэродинамическом отношении конфигурация позволяет
создавать компактные конструкции с меньшими потерями
давления, чем в камерах других типов. К сожалению, отличные
аэродинамические характеристики этой схемы приводят к
одному нежелательному последствию — небольшие
неравномерности поля скорости во входном сечении могут вызвать
существенные возмущения в поле температур газа в выходном
сечении камеры.
Другая проблема, важная для кольцевых камер больших
размеров, связана с большими изгибными нагрузками,
действующими на внешнюю обечайку жаровой трубы. Деформация
жаровой трубы приводит к нарушению течения охлаждающего
воздуха и искажению поля температуры газа за камерой
сгорания.
Стендовые испытания кольцевых камер сгорания требуют
больших расходов воздуха, высоких уровней давления и
температуры для воспроизведения режимов максимальной
мощности.
Трубчато-кольцевые камеры сгорания
В трубчато-кольцевых камерах сгорания цилиндрические
жаровые трубы устанавливаются, как показано на рис. 1.2,
внутри общего кольцевого корпуса. Такая схема представляет
собой попытку сочетать компактность кольцевой камеры с
достоинствами трубчатой. По сравнению с кольцевой трубчато-
кольцевая камера имеет одно важное преимущество, состоящее
в возможности при экспериментальной доводке использовать
сегменты (отсеки), содержащие одну или несколько жаровых
труб, и вследствие этого обходиться относительно небольшими
расходами воздуха. Основная проблема при конструировании
трубчато-кольцевых камер состоит в организации
удовлетворительного безотрывного обтекания жаровых труб; серьезные

Основные сведения о камерах сгорания ГТД
17
трудности, в частности, могут возникнуть при проектировании
диффузора.
Трубчато-кольцевые камеры сгорания до сих пор находят
довольно широкое применение, хотя большинство камер для
а
Рис. 1.2. Различные типы прямоточных камер сгорания.
а —трубчатая (одиночная); б—трубчатая (с большим числом труб); в — трубчато-кольцевая;
г —кольцевая.
современных двигателей большой мощности выполняется по
кольцевой схеме. Достоинства и недостатки трубчатых,
кольцевых и трубчато-кольцевых камер сгорания указаны в табл. 1.1.
ДИФФУЗОР
Одним из требований к камерам сгорания является
требование снижения до минимума суммарных потерь полного
давления ДР3-4- Суммарные потери складываются из двух
2 Зак. 761

18
Глава i
Таблица L1 Достоинства и недостатки различных типов
камер сгорания ГТД
Тип камеры
Трубчатая
Кольцевая
Трубчато-
кольцевая
Достоинства
1. Хорошая механическая
прочность
2. Хорошее согласование
полей течения топлива и
воздуха
3. Небольшой расход
воздуха при стендовых
испытаниях
1. Минимальные длина и
масса
2. Минимальная лобовая
площадь двигателя
3. Минимальные потери
полного давления
4. Быстрое распространение
пламени
1. Хорошая механическая
прочность
2. Хорошее согласование
полей течения топлива и
воздуха
3. Небольшой расход
воздуха при стендовых
испытаниях
4. Малые потери полного
давления
5. Меньшие, чем у трубчатой
камеры, длина и масса
Недостатки
1. Большие габариты и масса-
2. Значительные потери
полного давления
3. Требуются соединительные
патрубки
4. Трудности с
осуществлением переброса пламени
1. Большие напряжения во
внешней обечайке жаровой
трубы
2. При стендовых испытаниях
камеры требуется расход
воздуха, равный расходу в
двигателе
3. Трудно согласовать поля
течения топлива и воздуха
4. Трудно обеспечить
стабильность поля температуры на
выходе
1. Меньшая, чем у кольцевой,
компактность камеры
2. Требуются соединительные
патрубки
3. Трудности с
осуществлением переброса пламени
составляющих — гидравлических потерь АРхол, возникающих при
течении воздуха по тракту камеры, и потерь ДРГОр,
обусловленных подводом тепла к движущемуся с большой скоростью газу.
Таким образом, имеем
A.1)
АРз_4 =
АР
Г0Р.
Гидравлические потери представляют собой сумму потерь в
диффузоре и жаровой трубе. Для оценки общих характеристик
двигателя распределение потерь между диффузором и жаровой
трубой не имеет значения. Однако в отношении камеры
сгорания это важно, так как потери давления в диффузоре
представляют собой прямые потери энергии, тогда как перепад давле-

Основные сведения о камерах сгорания ГТД
19
ния на стенке жаровой трубы преобразуется в энергию
турбулентного движения, которая благоприятным образом влияет
на процессы горения и перемешивания. Таким образом, в
идеальной камере сгорания потери в диффузоре должны быть
равны нулю, а суммарные гидравлические потери должны быть
близки к перепаду давления на стенках жаровой трубы. В
современных камерах сгорания гидравлические потери составляют
обычно от 2 до 6 % полного
давления за компрессором.
Потери полного давления,
обусловленные подводом тепла
к потоку газа, определяются
выражением
Отношение
температур
3,0
0,05 0,10 0,15 0?0
Число Маха но входе
Рис. 1.3. Потери давления, связанные
с подводом тепла.
A-2) |
Здесь Г3— температура
воздуха перед камерой, а Г4 —
температура газа за камерой
сгорания. На рис. 1.3 приведены
зависимости потерь полного
давления, связанных с
подводом тепла, от числа Маха
потока для различных значений
отношения Г4/Г3.
Для уменьшения скорости воздуха, поступающего в камеру,
и снижения потерь давления до приемлемого уровня обычно
применяются диффузоры. Назначение диффузора не
ограничивается только снижением скорости; он должен также
обеспечить преобразование скоростного напора в давление с
минимальными потерями и создать устойчивое равномерное поле
скорости перед жаровой трубой. Рис. 1.4 иллюстрирует два
принципиально различных подхода к проектированию
диффузора. Целью одного из них является создание безотрывного
(хотя и относительно длинного) диффузора, обеспечивающего
максимальную степень преобразования скоростного напора
в давление, а другого — создание короткого кольцевого
диффузора, за которым следует резкое расширение сечения со
срывом потока. Срывной диффузор значительно короче
безотрывного и, как считается, менее чувствителен к изменению поля
скорости за компрессором. Существенным его недостатком
являются повышенные потери давления; кроме того, для него
характерен низкий перепад статического давления на стенке
фронтового устройства жаровой трубы, что обусловлено резким
ускорением потока, обтекающего фронтовое устройство. Это
2*

20
Глава 1
Диффузорное
течение
препятствует использованию завесы для охлаждения стенок
фронтового устройства. В настоящее время широко
используются диффузоры обоих типов. Однако постепенно все большее
предпочтение конструкторы начинают отдавать срывным
диффузорам. Это объясняется, в основном, технологическими
трудностями, связанными с изготовлением безотрывных диффузоров.
На рис. 1.4 показана также интересная конструкция
диффузора, управляемого с помощью вихря, предложенная в работе
[3]. По существу это диффузор
с «внезапным расширением»,
в котором для предотвращения
отрыва потока используется
эффективная система отсоса
воздуха. Испытания кольцевых
моделей с симметричным
профилем скоростей в начальном
сечении показали, что при
числах Маха до 0,3 такой
диффузор обеспечивает высокий
коэффициент восстановления
давления и быстрое выравнивание
профиля скорости по длине.
При отсосе из потока,
например, 5 % воздуха коэффициент
восстановления давления
может достигать 0,95 на длине, не
превышающей удвоенной
высоты начального сечения.
Диффузор такого типа можно
использовать, конечно, только
в двигателях, в которых
существует или допустим
постоянный отсос воздуха. Однако,
принимая во внимание все
возрастающие потребности в воздухе для охлаждения лопаток,
а также разработки перспективных схем двигателей, следует
заключить, что это ограничение вряд ли помешает широкому
использованию таких диффузоров в будущем.
в
Рис. 1.4. Типы кольцевых диффузоров,
а —плавный; б —с внезапным расширением;
0 —управляемый с помощью вихря.
ПЕРВИЧНАЯ ЗОНА ГОРЕНИЯ
В первичной зоне горения должны быть созданы условия
для стабилизации пламени, а также обеспечены необходимые
время пребывания, температура и интенсивность
турбулентности, при которых может быть получена достаточно высокая
полнота сгорания топлива.

Основные сведения о камерах сгорания ГТД 21
Первичные зоны бывают двух типов — «коробчатые», в
которых образуется крупномасштабная циркуляционная зона,
и многощелевые («перечница») с вихрями существенно
меньшего масштаба. Характерные особенности соответствующих
устройств достаточно подробно описаны в работе [4].
Крупная зона обратных токов может быть создана с
помощью малого числа крупных струй. В такой зоне смешение
Таблица 1.2. Значения параметра топливной нагрузки,
соответствующие максимальному тепловыделению
в различных устройствах для сжигания топлива [2]
Устройство для сжигания топлива
Сферический реактор Лонгвелла с
гомогенной горючей смесью и высокими
G0 %) потерями давления на смешение
Тот же реактор, гомогенная смесь, низкие
E %) потери давления на смешение
Первичная зона обычного типа при подаче
гомогенной горючей смеси
Первичная зона обычного типа при
непосредственном впрыскивании жидкого
топлива
Параметр топливной
нагрузки, кг/м'-с-кПа2
3812
937
937
250
горючей смеси с продуктами сгорания протекает медленно,
вследствие чего относительно невелика и максимальная
скорость объемного тепловыделения. Рассматриваемый процесс
горения устойчив в широком диапазоне изменения расходов
топлива, а также при низких значениях давления в камере.
Мелкие зоны обратных токов могут быть созданы
посредством большого числа мелких струй. Достигаемая в этом
случае высокая интенсивность перемешивания приводит к большим
скоростям объемного тепловыделения в смесях стехиометриче-
ского состава. Однако при этом, по сравнению с зоной обратных
токов большого размера, сужается диапазон устойчивого
горения и снижается экономичность при низких давлениях.
Рассматриваемая система в сочетании с регулированием
распределения расхода воздуха весьма перспективна в отношении
снижения выбросов вредных веществ.
Если бы процесс горения лимитировался только скоростями
химических реакций, то объем первичной зоны можно было бы
существенно уменьшить. Продемонстрирована возможность
достижения чрезвычайно высоких скоростей тепловыделения [5].
Однако в исследованном устройстве топливо предварительно
испарялось и перемешивалось с воздухом вне камеры, а
хорошее смешение горючей смеси с продуктами сгорания
достигалось благодаря очень большому перепаду давления, под

22
Глава 1
которым горючая смесь подавалась в камеру [2]. Если бы вис-
следованном сферическом реакторе [5] перепад давления был
существенно снижен, то скорость тепловыделения в нем заметно
упала бы и стала сравнимой со скоростью тепловыделения
в обычной первичной зоне камеры сгорания, когда в нее
подается такая же
предварительно испаренная и
перемешанная топливовоздушная
смесь. Естественно, что если
жидкое топливо подавать
непосредственно в первичную
зону, то скорость
тепловыделения снизится еще в несколько
раз. В табл. 1.2 для сравнения
приведены значения нагрузок,
соответствующих
максимальным скоростям
тепловыделения, которые могут быть
достигнуты в различных
устройствах для сжигания топлива.
Скорости тепловыделения в
работе [2] были рассчитаны
для давления и температуры
воздуха, соответствующих
условиям окружающей среды. Из
табл. 1.2 следует, что в
реальных устройствах для сжигания
топлива не могут быть
достигнуты скорости тепловыделения,
полученные в работе [5], и что
ожидать какого-либо успеха в
этом отношении можно,
вероятно, только при использовании
систем с предварительным
испарением и смешением
топлива. Однако в этом случае
сужается диапазон отношений
топливо/воздух х, при которых обеспечивается устойчивое
горение, и, следовательно, необходимо использование какого-либо
устройства для регулирования распределения расхода воздуха,
поступающего в первичную зону.
Методика определения диаметра или высоты проточной
части жаровой трубы, учитывающая требования к полноте
сгорания топлива и потерям полного давления, изложена в гл. 5.
После того как эти размеры установлены, перед конструктором
встает вопрос о выборе длины первичной зоны. Зону обратных
токов необходимого размера можно образовать, используя про-
Рис. 1.5. Структуры течений в
первичной зоне.
а —встречные струи; б —закрученный
поток; в — закрученный поток и встречные
струи.

Основные сведения о камерах сгорания ГТД 23
тивоположно направленные струи, подаваемые радиально
внутрь жаровой трубы (рис. 1.5, а), или закрученный
воздушный поток {воздушные завихрители) (рис. 1.5,6). Наиболее
благоприятные результаты получаются при использовании
комбинированного струйно-завихрительного устройства (рис. 1.5, в),
которое получило широкое распространение. Во всех указанных
случаях движение воздуха в первичной зоне близко к круговому,
что способствует уменьшению требуемой длины камеры
сгорания. В связи с этим для большинства камер сгорания
характерны близкие по значениям отношения L/D, что позволяет в
небольших камерах сгорания получать высокие теплонапряженно-
сти, определяемые так, как показано в гл. 5.
Если требуется высокая скорость тепловыделения в камере
сгорания больших размеров, то приходится создавать большое
число зон обратных токов и соответственно большое число мест
подвода топлива. Наглядным примером такого конструктивного
решения может служить двухъярусная кольцевая камера
сгорания, показанная на рис. 1.16, а. При этом можно существенно
укоротить жаровую трубу, но ценой значительного увеличения
числа топливных форсунок.
ПРОМЕЖУТОЧНАЯ ЗОНА
В любой камере сгорания достаточную по длине область
должна занимать промежуточная зона, предназначенная для
выполнения двух основных функций. На малых высотах полета
в промежуточной зоне должно происходить возмещение потерь,
связанных с диссоциацией, а также догорание плохо
перемешанных переобогащенных топливом газовых «молей» в
локальных объемах. Потери из-за диссоциации обусловлены
химической нестабильностью продуктов сгорания (двуокиси углерода
СО2 и паров воды Н2О) при высоких температурах. Если даже
предположить, что топливо сгорает полностью, то следует
учитывать, что при температурах 2200—2400 К в первичной зоне
происходит диссоциация СО2 до окиси углерода СО, а также
диссоциация кислорода и в меньшей степени Н2О. В
равновесной стехиометрической смеси при давлении 2 МПа и
температуре 2350 К содержится около 1,5% СО. Если такой
диссоциированный горячий газ попадет непосредственно в зону
разбавления и будет быстро охлажден большим количеством
подмешиваемого к нему воздуха, то состав газа окажется «замороженным»
и окись углерода СО покинет камеру с истекающими газами,
не успев окислиться до СО2 и выделить при этом
соответствующее количество тепла. Постепенное снижение температуры
газов до некоторого промежуточного уровня, которое достигается
добавлением небольших количеств воздуха, позволяет завершить

24 Глава 1
окисление СО и процесс дожигания несгоревшей части
топлива.
На больших высотах полета (т. е. при низких давлениях
окружающей среды) скорости реакций в первичной зоне
становятся меньше и процесс горения не успевает завершиться
к моменту выхода газов из первичной зоны. При этом
промежуточная зона становится как бы продолжением первичной
зоны и позволяет увеличить время пребывания газов при
высокой температуре, прежде чем произойдет их охлаждение и
возможное замораживание реакций в зоне разбавления.
Длина промежуточной зоны определяется в результате
компромисса между увеличением длины камеры и снижением
полноты сгорания топлива. Характерная величина ее составляет от
0,5 до 0,7 диаметра или высоты проточной части жаровой трубы.
В авиационных двигателях, предназначенных для длительной
работы на высотных крейсерских режимах, длина
промежуточной зоны может быть равна высоте проточной части жаровой
трубы. Длина этой зоны должна определяться минимальной
длиной, необходимой для перемешивания промежуточного
воздуха с потоком газа, и минимальным временем пребывания,
необходимым для завершения процесса горения.
ЗОНА РАЗБАВЛЕНИЯ
Избыточный воздух, который не участвует в горении
топлива и охлаждении стенок, подается внутрь жаровой трубы
в зоне разбавления с тем, чтобы получить среднюю
температуру и профиль (эпюру) температуры по поперечному сечению,
приемлемые для турбины. Этот воздух вводится через один или
несколько рядов отверстий в стенках жаровой трубы. Размер
и форма этих отверстий оптимизируются по глубине
проникновения струй и эффективности смешения их с основным потоком
газа. Глубина проникновения струй зависит от соотношения
между количеством движения струи и количеством движения
основного потока. При обычных для жаровых труб значениях
перепада давления максимально возможная глубина
проникновения составляет около пяти начальных диаметров струи.
Поскольку струи должны внедряться в поперечный основной поток,
минимальный их размер должен быть соотнесен с высотой
проточной части жаровой трубы.
Количество воздуха, которое обычно подается в зону
разбавления, варьируется между 20 и 40 % суммарного расхода
воздуха через камеру сгорания. Теоретически считается, что
путем удлинения зоны разбавления или существенного
увеличения перепада давления на стенке жаровой трубы можно
достичь любой заданной степени перемешивания. В
действительности, однако, при удлинении зоны разбавления качество сме-

Основные сведения о камерах сгорания ГТД
25
шения улучшается существенно только вначале. При
дальнейшем увеличении длины влияние ее постепенно уменьшается
[6]. Таким образом, длина зоны разбавления определяется в
основном диаметром струй, который в свою очередь связан с
высотой проточной части жаровой трубы. Вследствие этого
отношение L/D для зон разбавления различных камер изменяется
в узких пределах — от 1,5 до 1,8.
В современных высокосовершенных газотурбинных
двигателях поле температуры газа должно удовлетворять следующему
Рис. 1.6. Основные элементы камеры сгорания газотурбинного двигателя.
/ — воздушный завихритель; 2 — воздухозаборник; 3—диффузор; 4—топливная!форсунка;
5 — головка (фронтовое устройство); 6 — отверстия первичной зоны; 7 —жаровая труба;
8—щель для охлаждающей завесы; 9 — внешний кольцевой канал; 10 — внутренний
кольцевой канал; // — отверстия зоны разбавления; 72—корпус; 13—отверстия промежуточной
зоны.
основному требованию: температура должна быть минимальной
у корня лопаток турбины (в месте наибольших напряжений)
и у вершины лопаток (с целью защиты материалов,
используемых для уплотнения). Создание нужной радиальной эпюры
температуры на выходе из камеры сгорания является задачей
первостепенной важности, поскольку она влияет как на
допустимое значение средней температуры газа перед турбиной, так
и на ресурс всей горячей части двигателя. В связи с важностью
и сложностью этой задачи доводка температурного поля газа
обычно составляет значительную часть объема работ,
затрачиваемых на создание камеры сгорания.
Расположение рассмотренных выше трех основных зон,
а также других конструктивных элементов камеры сгорания
и отверстий для подвода воздуха показано на рис. 1.6.
ВПРЫСКИВАНИЕ ТОПЛИВА
Чрезвычайно важное влияние на характеристики камеры
газотурбинного двигателя оказывают процессы распыливания и
испарения жидкого топлива. Обычно применяемые в ГТД топлива

26 Глава 1
не обладают высокой летучестью, поэтому для того, чтобы
обеспечить их испарение в количествах, достаточных для
воспламенения и горения, необходимо дробить (распыливать) топливо
на большое число капель, увеличивая тем самым во много раз
поверхность испарения. Чем меньше размер капель, тем больше
скорость их испарения. Особенно сильное влияние размер капель
оказывает на характеристики воспламенения топлива, поскольку
даже небольшое снижение качества распыливания требует
существенного увеличения энергии источника поджигания.
Качество распыливания оказывает также влияние на пределы
устойчивого горения, полноту сгорания топлива на режиме
малого газа, а также уровни выбросов дыма, окиси углерода и
несгоревших углеводородов.
Центробежная форсунка
Наиболее распространенный метод механического
распыливания топлива заключается в продавливании его под большим
перепадом давления через специальные отверстия. В1 камерах
сгорания угол факела распыленного топлива обычно близок
к 90°, что обусловлено необходимостью минимизации длины
жаровой трубы. Получить угол распыла такой величины с помощью
струйной форсунки не представляется возможным, поэтому
большое распространение получили центробежные форсунки, в
которых топливная струя предварительно закручивается. Основная
проблема при этом заключается в обеспечении хорошего
распыливания в широком диапазоне изменения расходов топлива,
например когда максимальный расход в 40 раз превышает
минимальный. Если сопло в форсунке имеет малый диаметр, что
обеспечивает хорошее распыливание при небольших расходах
топлива, то перепад давления при большом расходе топлива
возрастет до недопустимо высокого уровня. С другой стороны, в
случае большого диаметра сопла форсунки топливо будет рас-
пыливаться неудовлетворительно при малых расходах,
характерных для высотных режимов, на которых полнота сгорания
обычно снижается из-за низкого давления окружающей среды.
Проблема эта была решена путем применения форсунок с
двумя концентрично расположенными соплами. Внутреннее
цилиндрическое сопло малого диаметра в такой форсунке
охватывается основным кольцевым соплом большого диаметра. При
небольших расходах топливо хорошо распыливается потому, что
подается только через пусковое (дежурное) сопло малого
диаметра. По мере увеличения давления подачи расход топлива
возрастает. При некоторой заданной величине давления
открывается клапан и топливо начинает поступать также через
основное сопло форсунки. Такое устройство обеспечивает при
относительно умеренных давлениях подачи удовлетворительное рас-

Основные сведения о камерах сгорания ГТД 27
пыливание топлива в широком диапазоне изменения его
расходов. Форсунку обычно проектируют так, чтобы угол конуса
основного факела распыленного топлива был меньше угла
топливного факела пусковой ступени. Благодаря этому обе
топливные струи сливаются у самого выхода из форсунки. Наихудшие
условия для распыливания возникают сразу после открытия
клапана второй ступени, когда на распыливание основного
топлива затрачивается значительная часть кинетической энергии
струи пусковой ступени.
К основным достоинствам центробежных форсунок относятся
их высокая механическая надежность и способность
поддерживать процесс горения очень бедных смесей. К их недостаткам
следует отнести возможность засорения узких форсуночных
каналов содержащимися в топливе посторонними включениями,
а также склонность к сажеобразованию при высоких давлениях
в камере сгорания.
Форсунка с перепуском топлива
Интересной разновидностью центробежной форсунки
является форсунка с перепуском топлива, у которой в центре
задней стенки камеры закручивания располагается отверстие для
перепуска топлива. Установленный в перепускной линии клапан
позволяет регулировать расход топлива таким образом, чтобы
через распыливающее сопло в камеру подавалось заданное
количество топлива, а остальное топливо перепускалось по этой
линии обратно в топливный бак. Важным достоинством такой
системы является то, что она позволяет поддерживать высокое
давление подачи топлива при любых, даже самых низких
расходах топлива и на всех режимах обеспечивает высокое
качество распыливания. К другим ее достоинствам относятся
отсутствие движущихся частей, а также сравнительно большие сечения
проточных каналов, рассчитанные на постоянный
максимальный расход топлива и вследствие этого не подверженные
опасности засорения.
Основной недостаток форсунок с перепуском заключается
в повышенных .затратах мощности на привод топливного
насоса, а также в изменении корневого угла топливного факела
при изменении расхода топлива.
Вращающаяся струйная форсунка
Вращающиеся форсунки не нашли широкого применения в
газотурбинных двигателях, если не считать одного
примечательного исключения, а именно форсунки, разработанной
французской фирмой «Тюрбомека» (это устройство используется в
радиально-кольцевой камере сгорания, показанной на рис. 10.26).

28 Глава 1
Топливо под низким давлением подается по внутреннему
каналу основного вала двигателя, а затем через радиальные
отверстия в стенках вала впрыскивается в камеру. Обычно эти
отверстия для впрыска топлива располагают в одной плоскости;
однако в некоторых случаях для того, чтобы улучшить
равномерность распределения топлива и избежать излишнего
ослабления полого вала, используют два пояса отверстий.
Основное преимущество системы фирмы «Тюрбомека»
заключается в ее простоте и дешевизне. Низконапорный
топливный насос, по утверждению фирмы, обеспечивает
удовлетворительное распыливание топлива даже при очень низких (вплоть
до 10 % от максимальных) частотах вращения вала. Влияние
вязкости топлива практически не сказывается, поэтому такая
система может быть использована для распыливания любых
топлив. К основным недостаткам этой системы следует,
по-видимому, отнести трудности, связанные с выбором
местоположения свечи зажигания, плохие характеристики высотного запуска
и инерционность топливной системы, медленно реагирующей на
изменение расхода топлива, что обусловлено большой длиной
топливных коммуникаций. Сложной проблемой может стать и
охлаждение стенок камеры, если такую систему топливоподачи
использовать в двигателях с высокой степенью повышения
давления.
Пневматическая форсунка
Принцип действия такой форсунки весьма прост и состоит
в том, что топливо подается при низком перепаде давления на
некоторую поверхность, край которой находится в
высокоскоростном потоке воздуха. Топливо, стекающее с этого края,
дробится воздушным потоком на капли, которые вносятся
потоком в зону горения. Размеры капель тем меньше, чем
совершеннее контакт между жидкой пленкой и воздушным потоком.
В' частности, очень важно, чтобы жидкая пленка, стекающая с
края поверхности, обтекалась воздухом с обеих сторон. В этом
случае образующиеся капли жидкости остаются взвешенными
в потоке воздуха и жидкость не осаждается на твердой
поверхности.
Применение пневматических форсунок в камерах сгорания
газотурбинных двигателей создает ряд преимуществ. Так,
распределение топлива определяется в основном направлением
воздушных потоков, и поэтому поля температуры газа на выходе
из камеры не зависят от расхода топлива. При горении не
образуется твердого углерода, вследствие чего снижается
температура стенок жаровых труб, а также уровень дымления
двигателя. Кроме того, поток воздуха, поступающего из компрессора,
предохраняет от перегрева некоторые теплонапряженные эле-

Основные сведения о камерах сгорания ГТД 29
менты форсунки. К основным недостаткам такой конструкции
следует отнести довольно узкие пределы устойчивого горения
и низкое качество распыливания топлива при запуске
вследствие малых скоростей воздуха на режимах запуска. Оба этих
недостатка могут быть устранены, если пневматическую
форсунку сочетать с пусковой центробежной форсункой. При малых
расходах все топливо поступает через пусковую центробежную
форсунку, обеспечивающую хорошее распыливание на режимах
запуска и малой мощности. На рабочих режимах топливо
подается обеими форсунками, причем доля топлива, подаваемого
пневматической форсункой, постепенно возрастает и становится
доминирующей при максимальных расходах топлива. Таким
образом удается использовать достоинства центробежной
форсунки при малых расходах топлива, а именно легкий запуск и
широкие пределы устойчивого горения, и преимущества
пневматической форсунки при больших расходах топлива.
Форсунка с подачей вспомогательного воздуха
Это, по существу, центробежная форсунка, в которой для
повышения качества распыливания при низких давлениях
подачи топлива используется высокоскоростной поток воздуха.
Такая форсунка отличается от пневматической главным
образом тем, что воздух в нее поступает периодически (в основном
при запуске), тогда как в пневматической форсунке —
постоянно. Обе эти форсунки работают с малыми относительными
расходами воздуха (составляющими около половины расхода
топлива), однако скорость вспомогательного воздушного потока в
рассматриваемой форсунке выше скорости воздуха в
пневматической форсунке. Для создания высокоскоростного воздушного
потока требуется внешний источник снабжения воздухом или
паром. В этом состоит основной недостаток форсунок с
вспомогательным подводом воздуха, особенно при их использовании
в авиационных двигателях.
Испарительная система топливоподачи
Принципиально отличается от рассмотренных ранее методов
другой метод подготовки жидкого топлива к сгоранию, который
заключается в предварительном нагреве его до температуры,
превышающей температуру кипения самого тяжелого из
входящих в его состав углеводородов, и в полном его испарении
до начала процесса горения. Этот метод применим, конечно,
только к таким высококачественным топливам, которые при
полном испарении не дают твердых остатков. При использовании
более тяжелых, чем керосин, топлив возникает необходимость

30 Глава 1
довольно часто производить очистку элементов испарительной
системы.
Вообще говоря, испарительные системы топливоподачи
появились раньше распылительных форсунок. Действительно, еще
в первых конструкциях камер сгорания, созданных Уитллом,
топливо нагревалось в трубках, расположенных в зоне горения.
В этих трубках поддерживалось высокое давление, вследствие
чего процесс испарения мог начаться только после
впрыскивания топлива через жиклер и снижения его давления до уровня
давления в камере сгорания. Такой метод, связанный с
мгновенным вскипанием и быстрым испарением топлива при резком
понижении давления, в настоящее время применяется редко,
как из-за проблем, связанных с крекингом топлива и
отложением кокса в нагревательных трубках, так и вследствие
трудностей с регулированием расхода топлива.
В другой, более простой испарительной системе жидкое
топливо вместе с некоторым количеством воздуха подается в
трубки, находящиеся в пламени. Топливовоздушная двухфазная
смесь нагревается от стенок трубки и вытекает из нее в виде
газовой смеси полностью испаренного (в идеальном случае)
топлива и воздуха. Остальной необходимый для горения воздух
вводится через отверстия в головной части жаровой трубы и
реагирует с топливовоздушной смесью, вытекающей из
испарительных трубок. При запуске камеры, когда вследствие низкой
температуры трубок топливо не испаряется, для поджигания
смеси используется простейший факельный воспламенитель.
Испарительные системы обладают рядом преимуществ, к
которым относятся низкая стоимость, умеренные давления подачи
топлива, малое сажеобразование. К недостаткам следует
отнести возможность прогара испарительных трубок и
чувствительность системы к виду топлива.
Отметим, что термин «испарительная система», по существу,
не отвечает действительности, так как из-за низкой
интенсивности теплоподвода к трубкам в них испаряется лишь небольшая
часть подаваемого топлива. Такую систему можно считать
испарительной только при очень малых расходах топлива.
Рассмотренная система топливоподачи применяется в
некоторых современных двигателях. Выбор ее обусловлен,
по-видимому, тем, что она обеспечивает равномерное распределение
топлива по объему первичной зоны.
Предварительное испарение и смешение топлива
с воздухом
Камеры со сжиганием предварительно подготовленной
бедной смеси применяются в тех случаях, когда требуется получить
очень низкий уровень выбросов вредных веществ. Тонко распы-

Основные сведения о камерах сгорания ГТД
31
Топливо —*-
ленное топливо впрыскивается в высокоскоростной поток
воздуха, поступающего затем в зону горения. Основное назначение
такого устройства состоит в полном испарении топлива и
тщательном перемешивании его с воздухом до вступления в
процесс горения. При достаточно бедной смеси и отсутствии в
реакционной зоне горящих
капель удается резко уменьшить
образование окислов азота. Это
обусловлено двумя
обстоятельствами — снижением
температуры пламени и отсутствием в
зоне горения особо горячих
локальных объемов.
Недостатками такой системы являются
неполное испарение и
смешение топлива, возможность
самовоспламенения или проскока
пламени в смесительное
устройство, плохие срывные
характеристики, трудность
запуска. Некоторые из этих
трудностей могут быть преодолены
путем зонного распределения
топлива или регулирования
распределения воздуха, что,
конечно, приведет к
возрастанию стоимости и сложности
камеры.
Основные типы форсунок
для впрыскивания жидкого
топлива схематично
представлены на рис. 1.7.
Пусковое
топливо -
Основное-
топливо
Основное
топливо -
Пусковое_
топливо
Топливо
Воздух
Топливо—-,—^
Подача газообразного
топлива
Рис. 1.7. Основные типы форсунок.
а —одноступенчатая центробежная;
б-двухступенчатая (двухканальная); в — двухсопло-
вая; г — пневматическая; д — с
предварительным смешением и испарением.
Сжигание
высококалорийных газообразных топлив в
ГТД не вызывает каких-либо
серьезных трудностей. При
использовании низкокалорийных газообразных топлив расход
топлива может достигать 1/5 суммарного расхода газа через
камеру сгорания; это может привести к существенному
рассогласованию характеристик компрессора и турбины, особенно в
двигателях, предназначенных для работы на разных топливах.
Другая проблема, возникающая при использовании
низкокалорийных газообразных топлив, связана с малой скоростью реакции

32
Глава 1
их окисления и необходимостью дополнительного увеличения
объема зоны горения (и без того большой вследствие большого
объемного расхода газообразного топлива). Газообразные
топлива могут вводиться в камеру через круглые отверстия, щели,
завихрители, трубки Вентури. В некоторых случаях трудно
подобрать оптимальную скорость смешения в зоне горения. При
слишком большой скорости смешения ухудшаются
характеристики срыва пламени на бедных смесях; при низкой скорости
смешения может возникнуть «жесткое» горение.
1955 1960
1965 1970
Годы
1975 1980
ОХЛАЖДЕНИЕ СТЕНОК
Жаровая труба используется для локализации процесса
горения топлива, а также для распределения воздуха в заданных
пропорциях по отдельным ее
зонам. Современные жаровые
трубы обычно изготавливаются
из листовых металлических
заготовок посредством пайки или
сварки [7]. Конструкция
жаровой трубы должна быть
достаточно жесткой, чтобы
противостоять изгибным нагрузкам,
создаваемым перепадом
давления на ее стенках. Она должна
также обладать высокой
термостойкостью, чтобы
противостоять постоянному и
циклическому воздействию высоких
температур. Это достигается
применением жаропрочных и
жаростойких материалов в
сочетании с использованием эффективных систем воздушного
охлаждения. В современных камерах сгорания ГТД на
охлаждение стенок жаровых труб может использоваться до 50 % общего
расхода воздуха. Температура стенки жаровой трубы
определяется балансом тепловых потоков к стенке конвекцией и
радиацией от горячего газа, с одной стороны, и тепловых потоков
от стенки конвекцией в поток воздуха в кольцевом канале и
радиацией в корпус камеры сгорания — с другой.
Проблема охлаждения стенок стала особенно острой в связи
с возрастанием степени повышения давления в газотурбинных
двигателях (рис. 1.8). Следует иметь в виду, однако, что это не
обусловлено непосредственно высоким давлением; само по себе
возрастание степени повышения давления является
благоприятным фактором, позволяющим уменьшить удельную поверхность
жаровой трубы [8]. Трудности возникают вследствие того, что
Рис. 1.8. Изменение общей степени
повышения давления в турбореактивных
двигателях [8].
одноконтурные двигатели; двух-
контурные двигатели.

основные сведения о камерах сгорания ГТД
одновременно с ростом давления повышается температура
воздуха на входе в камеру. Повышение температуры воздуха
приводит, с одной стороны, к возрастанию температуры горения и
как следствие к увеличению теплового потока в стенку жаровой
трубы, а с другой стороны, к снижению хладоресурса
охлаждающего воздуха. Эффект уменьшения удельного расхода топлива
при увеличении степени повышения давления возрастает при
одновременном повышении температуры газа перед турбиной.
Это также оказывает заметное влияние на температуру стенок
жаровой трубы, особенно в ее хвостовой части. Увеличение
расхода охлаждающего воздуха по сравнению с и без того высокими
его значениями в современных двигателях недопустимо из-за
возможного ухудшения радиальной эпюры температуры газа
на выходе из камеры и снижения вследствие этого ресурса
рабочих лопаток турбины. Таким образом, единственной
практически значимой альтернативой следует считать повышение
эффективности использования охлаждающего воздуха.
Методы охлаждения стенок
Во многих камерах сгорания ГТД ранних конструкций
использовалось пленочное (заградительное) охлаждение стенок;
<
1Z50
iooo
750
500
-
-—
1955
ТРЗЭ
f I
7560 7965
F100
I
7970
Годы
F101
|
7975
?
1980
|
7955
П00
F101
1 20
I 10
1"
TF39
' F100
F101
500 750 7000 72Ш 7500
Рис. 1.9. Тенденции развития кольцевых камер сгорания [7].
поэтому жаровые трубы изготовлялись из отдельных
штампованных цилиндрических секций с кольцевыми щелями в местах
соединений [7]. Из этих щелей пелена охлаждающего воздуха
вводится вдоль стенки с горячей стороны жаровой трубы,
защищая таким образом ее от воздействия горячих газов.
Ширина такой кольцевой щели поддерживается постоянной с
помощью гофрированной ленты. При такой конструкции сложной
проблемой является обеспечение точного дозирования расхода
3 Зак. 761

34
Глава 1
I
I
'5
Рис. 1.10. Типы системы
жаровых труб [9].
Простое пленочное охлаждение.
Конвективно-пленочное
оросительно-пленочное
Транспирацуонное
охлаждающего воздуха. В этом отношении более совершенной
следует считать оросительную систему охлаждения, при
которой охлаждающий воздух вводится в жаровую трубу через ряд
отверстий малого диаметра. Воздушные струйки натекают на
охлаждаемую стенку и растекаются по ней, образуя сплошную
пелену. В1 настоящее время для этой цели широко используются
не штампованные, а точеные
кольцевые секции, которые
отличаются повышенной
прочностью и обеспечивают точное
дозирование расхода
охлаждающего воздуха.
К современным методам ох-
лаждения следует отнести
также конвективно-пленочное
охлаждение, при котором
конвективное охлаждение
интенсифицируют, создавая на внешней
поверхности жаровой трубы
неровности, а на внутренней
(горячей) поверхности защитную
пелену холодного воздуха [9].
Для высокотемпературных
камер сгорания больше подходит
оросительная система
охлаждения, однако она намного
сложнее простой конвективно-пленочной системы, и ее
применение осложняется рядом трудностей изготовления и
ремонта.
Наиболее прогрессивным методом охлаждения стенок,
который весьма активно разрабатывается в последнее время,
является транспирационное охлаждение. В идеальном случае оно
позволяет снизить расход охлаждающего воздуха на 50%.
В1 такой системе воздух, проходя сквозь пористую стенку
жаровой трубы, охлаждает ее, а затем на внутренней ее поверхности
образует теплозащитную завесу, отделяющую стенку от горячих
продуктов сгорания топлива.
На рис. 1.9 видно, что основная тенденция
совершенствования камер сгорания ГТД заключается в повышении
температуры, уменьшении длины и применении более эффективных
методов охлаждения. Рис. 1.10 иллюстрирует ход развития систем
охлаждения, который вначале привел к разработке жаровых
труб с двойными стенками и улучшенной системой
конвективного теплоотвода с «холодной» стороны, а очередной целью
имеет создание транспирационной системы охлаждения [9].
Альтернативой методам повышения эффективности
охлаждения является применение теплозащитных покрытий или мате-
охлаждения

Основные сведения о камерах сгорания ГТД
35
риалов, которые могут противостоять более высоким
температурам. Теплозащитные покрытия применяются в ограниченных
масштабах в особо напряженных зонах современных камер сго-
Рис. 1.11. Ранние конструкции камер сгорания ГТД.
а —двигатель М209 конструкции А. А. Микулина; б —ЮМО-004; в — БМВ-003; г—«Хейнкель-
Хирт».
рания. В качестве возможных высокотемпературных
материалов в настоящее время рассматриваются углерод или
композитные материалы на основе углерода, керамики, а также
сплавы на основе таких высокотемпературных металлов, как ниобий.
Методы использования этих материалов находятся на
различных этапах развития, однако ни один из них не продвинут
настолько, чтобы его можно было внедрить в современных
камерах сгорания.
3*

36
Глава 1
КОНСТРУКТИВНЫЕ СХЕМЫ КАМЕР СГОРАНИЯ
Определенное представление о большом разнообразии
конструктивных схем камер сгорания, применявшихся в
газотурбинных двигателях, дает рис. 1.11. На нем показано несколько
Рис. 1.12. Ранние конструкции камер сгорания ГТД.
а — «Бристоль-Сиддли»; б —«Пратт-Уитни»; в—«Бристоль-Сиддли» с испарительной
системой; г —«Ровер» ТР90.1.
схем, рассматривавшихся еще при первых попытках создания
газотурбинного двигателя. Важность обеспечения хорошего
перемешивания была установлена на ранней стадии разработки
камер сгорания. Об этом свидетельствует тот факт, что в трех
из четырех приведенных схем в зоне разбавления использовались
направляющие устройства. Отношения L/D, вообще говоря,

Основные сведения о камерах сгорания ГТД
37
были значительно больше, чем это приемлемо в настоящее
время, хотя следует отметить, что камера сгорания двигателя
«Хейнкель» по этому параметру не сильно отличается от
современных. Характерной особенностью камеры двигателя ЮМО-004
является подача топлива в противоположном по отношению к
\
Рис. 1.13. Кольцевая камера сгорания двигателя CF6-50 (публикуется с
разрешения фирмы «Дженерал электрик»).
1 — диффузор; 2 —форсунка; 3 — свеча; 4 — корпус; 5—внешняя обечайка жаровой трубы;
б —внутренняя обечайка жаровой трубы; 7 —обтекатель (воздухозаборник).
Рис. 1.14. Схема кольцевой камеры сгорания двигателя F101 (публикуется с
разрешения фирмы «Дженерал электрик»).
потоку воздуха направлении. Такой способ подачи топлива
применялся и в других двигателях, например в двигателе «Джай-
рон-Джуниор» фирмы «Бристоль-Сиддли» (рис. 1.12). Основное
преимущество противоточной подачи топлива заключается в
увеличении времени пребывания его в зоне горения, а суще-

38
Глава 1
ственный недостаток — необходимость помещать такой важный
узел, как форсунку, в пламенной зоне. Корпус форсунки может
быть оборудован системой охлаждения, однако полностью4
устранить отложение нагара на торце форсунки не удается. На
5
Рис. 1.15. Камера сгорания двигателя RB211 (публикуется с разрешения
фирмы «Роллс-Ройс»).
/ — пневматическая форсунка; 2 — внутренний корпус; 3 —спрямляющий аппарат
компрессора; 4 — жаровая труба; 5 —внешний корпус; 6 — отверстия зоны разбавления; 7 —отверстия
первичной зоны; 8 — топливный коллектор.
рис. 1.12 показаны также камера сгорания фирмы «Пратт-Уит-
ни» с восемью кольцевыми жаровыми трубами, в каждой из
которых размещается по шесть форсунок, одна из ранних
конструкций кольцевой камеры сгорания с испарительными
трубками фирмы «Бристоль-Сиддли» и оригинальная по конструкции
трубчатая камера сгорания для автомобильного газотурбинного
двигателя «Ровер» ТР 90.1, разработанная фирмой «Лукас».

Основные сведения о камерах сгорания ГТД
39
На рис. 1.13—1.15 схематически представлены три камеры
сгорания, конструкции которых соответствуют более
современному уровню проектирования. Это камеры сгорания двигателей
CF6-50 и F101 фирмы «Дженерал электрик» и RB211 фирмы
«Роллс-Ройс». Во всех указанных камерах используется
принцип пневматического распыливания топлива. Интересной
особенностью камеры сгорания двигателя RB211 является
отсутствие в ней завихрителей
воздуха. Зона обратных токов,
необходимая для стабилизации
пламени, образуется в
результате взаимодействия струй
вторичного воздуха и потока
воздуха, который подается из
щелей фронтового устройства
вдоль стенок жаровой трубы.
КОРОТКИЕ КАМЕРЫ
СГОРАНИЯ
Установление
количественных взаимосвязей между
размерами камер сгорания,
потерями давления, полнотой
сгорания топлива и такими
рабочими параметрами, как
давление, температура и скорость
потока, позволяет в настоящее
время конструктору создавать
камеры сгорания,
удовлетворяющие специфическим
требованиям к их характеристикам.
Некоторые возможные
варианты, отличающиеся от
традиционной схемы камеры
сгорания, показаны на рис. 1.16. На
верхней схеме показана
двухъярусная камера сгорания, в
которой используются две кон-
центрично расположенные жаровые трубы, каждая из которых
имеет обычное значение отношения L/D. Очевидным
преимуществом такой схемы является возможность уменьшить
приблизительно на 30 % длину камеры. К числу недостатков не
в последнюю очередь следует отнести необходимость в
четырехкратном увеличении числа топливных форсунок. Уменьшение
длины возможно также при использовании камеры сгорания с
односторонним подводом воздуха (за счет диффузора), которая
Рис. 1.16. Варианты конструкции
короткой кольцевой камеры сгорания.
а — двухъярусная; б — с односторонним
подводом воздуха; в —с системой вихревых
горелок (модулей).

40 Глава 1
изображена на рис. 1.16. Ее достоинством является слабая
зависимость распределения воздуха от изменения поля скорости
на входе. Близкую к изображенной схему с односторонним
подводом воздуха и пневматическими форсунками имеет камера
сгорания подъемного двигателя RB 162 фирмы «Роллс-Ройс»
[10]. На рис. 1.16, в представлена интересная схема,
разработанная в NASA [11]. В этой камере используется 120
отдельных вихревых горелок — модулей, расположенных равномерно
по трем концентричным окружностям. В такой камере сгорания
не существует сколько-нибудь определенных границ между
первичной и вторичной зонами, как это имеет место в камерах
традиционного типа, поскольку почти весь воздух (за исключением
той его части, которая затрачивается на охлаждение стенок)
проходит через модули или вокруг них. Возможность
существенного уменьшения длины камеры связана с быстрым
перемешиванием и сгоранием горячей смеси за каждым из модулей.
КАМЕРЫ СГОРАНИЯ С НИЗКИМ УРОВНЕМ
ВРЕДНЫХ ВЫБРОСОВ
Камера сгорания, изображенная на рис. 1.16,6, является
примером необычной и остроумной конструкции. Еще более
значительные конструктивные изменения могут потребоваться для
того, чтобы удовлетворить вводимым ныне весьма жестким
ограничениям на выбросы вредных веществ. Основной проблемой
разработки камер сгорания было и остается получение хороших
пусковых характеристик, широкого диапазона устойчивого
горения, высокой полноты сгорания, минимального сажеобразова-
ния, что должно быть обеспечено ограниченной по объему зоной
горения, в одно из мест которой впрыскивается топливо.
Поскольку некоторые из перечисленных требований противоречивы,
получаемые характеристики неизбежно являются результатом
того или иного компромисса. В последнее время эта ситуация
осложняется требованиями снижения выбросов вредных
веществ; однако снижение выбросов окиси углерода и несгорев-
ших углеводородов достигается ценой увеличения дымности и
содержания окислов азота в выхлопных газах. С учетом
вышесказанного становится очевидной настоятельная необходимость
в радикальных изменениях конструкции камеры сгорания.
Один из возможных подходов заключается в использовании
в той или иной форме «изменяемой геометрии», т. е.
регулирования проходных сечений и, следовательно, количества воздуха,
поступающего в первичную зону горения. При высоких
давлениях для снижения до минимума образования дыма и окислов
азота воздух подается в больших количествах. При низких
давлениях первичный воздух дросселируется, вследствие чего
повышается величина отношения топливо/воздух и уменьшается ско-

Основные сведения о камерах сгорания ГТД
41
рость воздушного потока в первичной зоне. При этом возрастает
полнота сгорания топлива (а также уменьшаются выбросы
окиси углерода и несгоревших углеводородов) на режиме малого
газа и улучшаются характеристики запуска.
Другой подход связан с использованием двух отдельных зон
горения, каждая из которых оптимизируется для работы
соответственно на режимах малой и большой мощности. Типичная
Рис. 1.17. Камера сгорания типа «Ворбикс» (публикуется с разрешения
фирмы «Пратт-Уитни»).
1 — дежурное топливо; 2 —дежурная трубчатая зона горения; 3 — воздушные завихрители;
4 — основная кольцевая зона горения; 5 —основное топливо.
двухзонная камера сгорания должна иметь слабо
форсированную первичную зону горения, которая при коэффициенте
избытка топлива ф « 0,8 обеспечивала бы высокую полноту сгорания
топлива и низкий уровень выбросов окиси углерода и
несгоревших углеводородов. Такая первичная зона должна
обеспечивать повышение температуры газа, достаточное для режимов
малой мощности, и служить источником горячего газа для
расположенной вниз по потоку основной зоны горения, в которую
можно было бы подавать полностью перемешанную смесь
топлива с воздухом. При работе на полной мощности топливо
должно подаваться в обе зоны, причем величина ф в них
должна поддерживаться на достаточно низком уровне, близком к 0,6,
обеспечивающем снижение до минимума выброса окислов азота
и дыма.
На рис. 1.17 в схематическом виде показана двухступенчатая
камера сгорания типа «Ворбикс», сконструированная фирмой
«Пратт-Уитни» по контракту с NASA. Первая ступень
представляет собой традиционную конструкцию кольцевой камеры
сгорания с 30 завихрителями и центробежными форсунками,
подающими топливо в зону горения. В1 основную зону горения
камеры воздух, необходимый для полного сгорания при ма-

42
Глава 1
лом значении <р, подается через 60 вихревых горелок,
расположенных по обе стороны жаровой трубы. Высокий уровень
турбулентности, генерируемой этими вихревыми горелками,
обеспечивает интенсивное перемешивание топлива с горячими
продуктами сгорания, поступающими из первичной зоны, и
быстрое завершение процесса горения.
На рис. 1.18 приведен эскиз двухзонной двухъярусной
кольцевой камеры сгорания, разработанной фирмой «Дженерал
Рис. 1.18. Кольцевая двухступенчатая камера сгорания [12].
1—дежурное топливо; 2 — основное топливо; 3 — канал для предварительного смешения.
электрик» также для NASA. Эта камера сгорания имеет две
кольцевые зоны горения. Внешняя зона — ступень малого
газа— предназначена для работы при условиях, характерных для
режима малого газа. Эта ступень служит одновременно
дежурной зоной горения для внутренней основной зоны, которая
используется на всех других режимах работы двигателя [12].
Однако наибольшими потенциальными возможностями в
отношении снижения уровня выброса окислов азота обладает, по-
видимому, так называемая каталитическая камера сгорания.
В такой камере топливо предварительно испаряется и
перемешивается с воздухом, образуя гомогенную смесь с малым
коэффициентом избытка топлива ф. Эта смесь затем поступает
в проточный каталитический реактор (каталитическую
решетку). В' присутствии катализатора процесс горения может
протекать в очень бедных смесях, которые в нормальных условиях
не воспламеняются. В связи с этим реакция протекает при очень
низкой температуре, чем и обусловлен низкий уровень
образования окислов азота. Варьируя тремя параметрами — расходом
воздуха через каталитический реактор, длиной и потерями
давления,— можно спроектировать камеру сгорания, отвечающую
заданным требованиям. Однако, прежде чем такого рода си-

Основные сведения о камерах сгорания ГТД
43
стема найдет практическое применение, необходимо решить ряд
серьезных проблем, к которым относятся: высокая начальная
стоимость, отравление и эрозия катализатора, большие
гидравлические потери и трудности поддержания заданного
температурного режима в каталитическом реакторе.
противоточная
КАМЕРЫ СГОРАНИЯ ДЛЯ МАЛОРАЗМЕРНЫХ
ДВИГАТЕЛЕЙ
В малоразмерных двигателях вследствие высокой частоты
вращения вала и проблем, связанных с его колебаниями,
расстояние между компрессором и турбиной должно быть
минимальным. Это требование, а также необходимость уменьшения
лобовой площади привели к
почти повсеместному
использованию противоточных
кольцевых или кольцевых радиально-
осевых камер сгорания. В
качестве исключения следует
отметить двигатель «Аллисон» Т63
с трубчатой камерой сгорания,
расположенной в концевой
части двигателя. При таком
расположении облегчаются осмотр
и обслуживание камеры.
Противоточная кольцевая
камера изображена на рис.
1.19. К основным
преимуществам такой камеры сгорания
помимо возможности применения очень короткого вала
относятся также высокая эффективность использования отведенного для
камеры пространства и удобство обслуживания, обусловленное
свободным доступом к форсункам. Основной недостаток
противоточных камер сгорания связан с большой величиной
отношения поверхности жаровой трубы к ее объему, вследствие чего
возникают трудности с ее охлаждением.
В1 противоточных кольцевых камерах сгорания воздух,
втекающий в зону горения через отверстия во внешней и
внутренней стенках жаровой трубы, приходится подводить к этим
стенкам с противоположных сторон. Тем не менее, как это видно
из рис. 1.19, потери полного давления во внутреннем кольцевом
канале больше (из-за большей его длины), чем во внешнем.
Вследствие этого практически невозможно сбалансировать
воздушные струи, втекающие через отверстия во внешней и
внутренней стенках жаровой трубы, в отношении начального угла
наклона, глубины проникновения и количества движения. По-
Рис. 1.19. Кольцевая
камера сгорания.
/ — вход воздуха; 2 — внешний корпус; 3 —
жаровая труба; 4 — топливная форсунка;
5 —сопловой аппарат турбины.

44 Глава 1
этому вместо обычного для первичной зоны течения с парой
вихрей часто применяют односторонний подвод воздуха, в
результате чего возникает одиночный вихрь, обеспечивающий
циркуляционное течение в первичной зоне. В создании такого рода
циркуляционного течения принимают участие как воздушные
струи, так и поток воздуха, вводимого вдоль стенки жаровой
трубы. Этот воздух вначале служит в качестве защитной
охлаждающей пелены, а затем, поступая в первичную зону,
принимает участие в процессе горения.
Основные проблемы разработки камер малоразмерных
двигателей связаны с системой зажигания, охлаждением стенок и
подачей топлива. Размеры и вес системы зажигания всегда
привлекают внимание конструктора, так как их труднее
оптимизировать по сравнению с габаритами и весом двигателей в
целом. Проблема <эта осложняется еще и тем обстоятельством, что
в малоразмерных двигателях система зажигания по объему и
весу составляет большую долю, чем в крупных двигателях.
К сожалению, обычно условия эксплуатации малоразмерных
двигателей таковы, что они требуют большего числа запусков,
чем крупные двигатели. Поэтому попытки уменьшить габариты
и вес системы зажигания могут привести к усложнению
конструкции, снижению надежности и ресурса. Таким образом, в
отношении улучшения надежности электрических свечей,
снижения потребной энергии и миниатюризации оборудования
перёд конструкторами имеется широкое поле деятельности.
В1 малоразмерных кольцевых камерах сгорания возникают
трудности и с охлаждением стенок жаровых труб, что
обусловлено относительно большой площадью поверхности, которую
необходимо охлаждать [13]. Эта проблема осложняется
невысокими скоростями воздуха в кольцевых каналах и, следовательно,
малыми интенсивностями внешнего конвективного теплосъема
со стенок жаровой трубы, связанными с применением
центробежных компрессоров. Несмотря на широкое использование
оросительного охлаждения, в малоразмерных двигателях
применяются также дорогостоящие высокотемпературные сплавы и
наблюдается тенденция к увеличению толщины стенок жаровых
труб. Существует потребность в разработке новых методов
охлаждения, обеспечивающих снижение до минимума расхода
воздуха на единицу поверхности жаровой трубы. Для
малоразмерных двигателей идеальной была бы транспирационная
система охлаждения.
До настоящего времени не разработано достаточно
удовлетворительного метода впрыскивания топлива в кольцевые
камеры сгорания малых размеров. Суть проблемы заключается
в том, что требования к высокой полноте сгорания топлива,
низкому уровню выбросов вредных веществ и хорошей
равномерности поля температуры газа диктуют применение большого

Основные сведения о камерах сгорания ГТД 45
числа топливных форсунок. Однако чем больше форсунок, тем
меньше их размеры; опыт же показал, что центробежные
форсунки малых размеров подвержены эрозии и засорению. В
испарительных системах могут быть использованы каналы
больших размеров, вследствие чего влияние перепада давления для
подачи топлива менее существенно, однако в этом случае
серьезным недостатком становится необходимость в применении
факельного зажигания.
В настоящее время, вероятно, наиболее эффективное
решение задачи впрыска применительно к малоразмерным ГТД дает
вращающаяся форсунка фирмы «Тюрбомека», показанная
схематически на рис. 10.26. Форсунки такого типа применяются
с большим успехом на двигателях с малой степенью повышения
давления, однако проблемы, связанные с утечками газа через
зазоры у вала двигателя и охлаждением стенок, могут оказаться
серьезным препятствием для их использования в двигателях с
высокой степенью повышения давления.
Другое новое устройство для впрыска топлива,
разработанное фирмой «Солар», представляет собой одну из
разновидностей пневматической форсунки; она устанавливается на внешней
стенке жаровой трубы и впрыскивает топливо в зону горения
в тангенциальном направлении. Сообщается, что эта форсунка
обеспечивает хорошее распыливание топлива даже на пусковом
режиме.
Усовершенствование конструкции компрессоров и
охлаждаемых воздухом турбин, несомненно, позволит увеличить степень
повышения давления и температуру газа перед турбиной.
Понадобятся дальнейшие исследования методов пленочного и транс-
пирационного охлаждения, улучшенных способов подготовки и
распределения топлива, систем зажигания и новых материалов,
включая керамику. Несомненно, что кольцевые камеры сгорания
малых размеров являются интереснейшим объектом
исследований и проектирования.
КАМЕРЫ СГОРАНИЯ ПРОМЫШЛЕННЫХ
ГАЗОТУРБИННЫХ УСТАНОВОК
Многочисленные и разнообразные авиационные
газотурбинные двигатели используют весьма ограниченный ассортимент
близких по своему составу топлив, причем режимы их работы
регламентируются приблизительно одними и теми же
требованиями 114]. Этим объясняется, почему камеры сгорания
большинства авиационных ГТД весьма сходны между собой. Нужно
также отметить, что вследствие важности, придаваемой
гражданской и военной авиации, значительные средства и время
были затрачены на детальное изучение процессов горения в
специфических условиях авиационных двигателей.

46
Глава 1
В то же время от стационарных газотурбинных двигателей
требуется, чтобы они работали на жидких и газообразных топ-
ливах самых различных сортов. Процессы горения в этих
двигателях исследовались мало, так что конструкторы стационарных
двигателей располагают значительно меньшей информацией для
проектирования камер, чем конструкторы авиационных
двигателей. Следует иметь в виду, однако, что камеры стационарных
Рис. 1.20. Стационарный ГТД с отдельной трубчатой камерой [151.
двигателей значительно проще по конструкции, так как к ним
не предъявляется требований, связанных с запуском и горением
при низких (субатмосферных) давлениях.
Большинство стационарных газотурбинных установок может
быть отнесено к одной из двух категорий:
1. Системы, представляющие собой, по существу, «стациони-
рованные» авиадвигатели или двигатели, близкие им по
конструкции. В них, как правило, используются газообразные
топлива или легкие и промежуточные дистилляты жидких
топлив.
2. Системы, спроектированные для сжигания газообразных
топлив, тяжелых дистиллятов и мазутов и существенно
отличающиеся по конструкции от авиационных камер сгорания ГТД.

Основные сведения о камерах сгорания ГТД
47
Приведенные ниже данные относятся исключительно к этому
последнему типу камер.
Многие фирмы, выпускающие стационарные двигатели,
отдают предпочтение крупногабаритным одиночным камерам
сгорания, расположенным вне двигателя, как это показано на
рис. 1.20. При таком расположении проектирование камеры
может быть полностью подчинено требованиям, связанным с
обеспечением наивысшей полноты сгорания топлива. В1 этом случае
облегчается также проблема
обеспечения прочности
внешнего корпуса установки,
подвергающегося воздействию
высокого давления газа [16].
Важным преимуществом такой
конструкции является ее
доступность для осмотра,
обслуживания и ремонта, что может
производиться без демонтажа
крупных узлов корпуса.
Используются два основных
конструктивных типа
жаровых труб стационарных
газотурбинных установок:
1. Цельнометаллическая
конструкция жаровой трубы,
которая изготавливается из
высококачественных сплавов и
снабжается системой
конвективного и пленочного
охлаждения. К такому типу
относится камера сгорания фирмы
«Браун-Бовери», изображенная
на рис. 1.21.
2. Жаровая труба из про-
Рис. 1.21. Камера сгорания
стационарного ГТД фирмы «Браун-Бовери»
[HI.
стой углеродистой стали,
облицованная изнутри
жароупорным кирпичом. Для такой
жаровой трубы требуется меньше охлаждающего воздуха, чем
Для цельнометаллической.
Для впрыска жидких топлив часто применяют форсунки с
перепуском. Обычно предпочтение отдается конструкции с
большим числом форсунок, так как при этом уменьшается длина
зоны пламени и достигается хорошая равномерность поля
температуры газа, поступающего в зону разбавления. В этом случае
одни и те же форсунки могут быть использованы в двигателях
различной мощности; изменяться будет лишь число
форсунок.

48 Глава 1
ТОПЛИВА
По мере возрастания стоимости топлива и снижения его
доступности все больший интерес проявляется к возможности
получения углеводородных топлив не нефтяного
происхождения. В качестве такой альтернативы рассматриваются жидкие
водород и метан, однако их применение в авиации может быть
оправданно, по-видимому, лишь для больших самолетов [7].
Наиболее вероятным сырьем для производства углеводородных
топлив в будущем станут каменный уголь, горючий сланец и
нефтеносные пески. Ожидается, что топлива, полученные из
этого сырья, будут отличаться пониженным содержанием
водорода.
Временной мерой увеличения объема возможных поставок
топлива для авиационных двигателей может быть изменение
существующих технических условий в направлении
расширения допустимого фракционного состава топлив. Это позволит
использовать топлива с меньшим содержанием водорода и
повышенным содержанием ароматических соединений. Оба этих
фактора увеличивают склонность топлив к сажеобразованию.
Таким образом, все проблемы, связанные с ростом сажеобра-
зования, — отложение нагара на форсунках, повышенная
интенсивность излучения пламени на стенки жаровой трубы, эрозия
сопловых и рабочих лопаток турбины, дымление двигателя —
приобретут в будущих камерах сгорания ГТД даже большее
значение, чем в настоящее время.

2
Элементы теории горения
ВВЕДЕНИЕ
Предмет горения охватывает широкий спектр процессов и
явлений. Даже краткая сводка огромного количества
материалов, опубликованных по вопросам теории и практики горения,
вышла бы далеко за пределы целей, намеченных для данной
главы. Вместо этого основное внимание будет сосредоточено на
нескольких ключевых аспектах горения, важных для анализа
процесса в камерах газотурбинных двигателей, но не
рассматриваемых в остальных главах книги.
Вероятно, наиболее просто охарактеризовать горение как
экяотермичргкую р^якпию между топливом и окислителем. При-
менительно к газовым турбинам и газотурбинным двигателям
топливо может быть газообразным или жидким, но окислителем
во всех случаях является воздух. Горение происходит в
различных формах, не все из которых сопровождаются пламенем или
свечением. Можно выделить следующие режимы горения [1].
Предпламенное горение
Предпламенное горение — это медленный процесс, для
завершения которого на 80 % в нормальных условиях требуется от
1 до 100 с. Реакция протекает в протяженной зоне в диапазоне
температур от 600 до 800 К. Продукты сгорания содержат в
высоких концентрациях частично окисленные органические
соединения; следовательно, выделяется только часть теплоты
сгорания.
Дефлаграция
Дефлаграция — это быстрый процесс, требующий менее 1 мс
для завершения на 80%. Для него свойственно наличие
пламени, распространяющегося по свежей смеси. Пламя можно
определить как быстрые химические изменения, которые
происходят в очень тонком слое, характеризующемся значительными
градиентами температуры и концентраций, и сопровождаются
свечением. Макроскопически фронт пламени можно
рассматривать как поверхность, разграничивающую продукты сгорания и
4 Зак. 761

50 Глава 2
свежую топливовоздушную смесь. По сравнению со свежей
смесью продукты сгорания занимают больший объем и имеют
значительно более высокую температуру и существенно
меньшую плотность. Дефлаграционные волны обычно
распространяются со скоростями менее 1 м/с. Все пламенные процессы,
происходящие в камере сгорания газотурбинного двигателя,
относятся именно к данной категории.
Детонация
Характерная особенность детонации — ударная волна,
связанная с зоной химической реакции и поддерживаемая ею.
Детонационные волны распространяются со сверхзвуковыми
скоростями, составляющими от 1 до 4 км/с. Скорости
распространения могут быть вычислены из общих уравнений газовой
динамики и термодинамики без привлечения кинетики реакций.
В топливовоздушных смесях, характерных
ГТД
у , рр 4lg_gg
ГТД, детонационные волны ^1е,_возникают,но_могут возникнуть
при использовании доОавшГ^кислорода для*"облегчения запуска
и раскрутки двигателя.
КЛАССИФИКАЦИЯ ПЛАМЕН
Большинство исследований горения в пламенах проводят с
использованием газовых или испаренных топлив. Кроме того,
хотя пламя (т. е. волна горения) способно распространяться по
неподвижной газовой смеси, принято стабилизировать пламя
в некотором фиксированном месте и питать его непрерывным
потоком горючей смеси: При этих условиях пламена могут быть
разделены на два основных класса — диффузионные пламена и
пламена в топливовоздушных смесях — в зависимости от того,
смешиваются ли топливо и воздух до горения или же
непосредственно в зоне пламени путем диффузии. Соответственно
преобладающему уровню скоростей потока оба типа пламени
можно дополнительно классифицировать как ламинарные или
турбулентные.
Еще одна сложность появляется при сжигании в технических
устройствах жидких топлив: если топливо не испаряется
полностью еще до зоны пламени, то может возникнуть гетерогенное
горение распыленного топлива. Этот процесс, включая
диффузионное горение отдельных испаряющихся капель топлива,
может накладываться на зону турбулентного
распространяющегося по смеси пламени. Если оба реагента находятся в
одинаковом агрегатном состоянии, процесс рассматривается как
гомогенный.
Горение свечи представляет собой простой пример
диффузионного пламени. Испаряющееся с фитиля топливо сгорает по

Элементы теории горения 51
мере смешения его с кислородом воздуха. Для пламени этого
типа скорость процесса горения часто лимитируется именно
скоростью смешения топлива с окислителем. Только для
ламинарных пламен в газовых топливовоздушных смесях химические
процессы в пламени наряду с локальными процессами тепло- и
массообмена, а также такими макроскопическими параметрами
системы, как давление, температура, отношение расходов
топлива и воздуха, определяют скорость процесса горения в целом;
при этом газодинамические процессы и процессы массо- и
теплообмена в масштабе всей системы влияют слабо.
В случае заранее перемешанных газов горючая смесь
существует с самого начала. Как только пламя инициировано в
некоторой точке (с помощью нагретой поверхности,
электрической искры или любого другого источника поджигания), оно
распространяется по всему объему горючей смеси. Скорость
распространения пламени и факгоры, влияющие на нее,
представляют непосредственный интерес для конструкторов технических
устройств горения. Первостепенную роль играет турбулентность,
поскольку поток горючей смеси большей частью является
турбулентным и известно, что именно турбулентность в
значительной мере определяет скорость распространения
пламени.
ФИЗИКА ИЛИ ХИМИЯ?
Горение относится как к области физики, так и к области
химии. В данном контексте физика — это теплообмен, массооб-
мен, термодинамика, газовая динамика и механика жидкости.
В прошлом горение считалось ответвлением химии, но в
последние годы ведущая роль в нем физических процессов получает
все возрастающее признание. Причина такого смещения
акцентов очевидна. Во многих технических устройствах горения
физические процессы в большей степени лимитируют
характеристики устройства, чем химические.
Вообще говоря, химические процессы существенны в
условиях низких температур и давлений, например при определении
пределов воспламенения и стабилизации пламени при полете на
больших высотах. Но для большинства случаев интерес
представляют не столько пределы горения, сколько структура,
скорость выделения тепла, продукты сгорания и излучательные
свойства высокотемпературных пламен. Процесс высвобождения
I энергии в химической реакции — безусловно существенная ста-
I дия всего процесса горения, но в высокотемпературных
пламенах он протекает настолько быстро по сравнению с остальными
процессами, что не может быть лимитирующим.
Для диффузионных пламен взаимная диффузия топлива и
воздуха и крупномасштабное перемешивание (для больших
4*

52
Глава 2
пламен) являются теми стадиями процесса, которые
определяют его скорость в целом. Аэродинамика системы (т. е. уровни
турбулентности, скорости массообмена для воздуха и продуктов
сгорания) наиболее важна для определения размеров и
устойчивости пламени. Для ламинарных пламен в топливовоздушных
смесях скорости химических реакций имеют существенно более
важное значение, хотя скорость пламени сильно зависит и от
процессов тепло- и массообмена, протекающих во фронте
пламени и вблизи него.
ПРЕДЕЛЫ ВОСПЛАМЕНЕНИЯ
(РАСПРОСТРАНЕНИЯ ПЛАМЕНИ)
Не все топливовоздушные смеси могут гореть или
взрываться; пламя может распространяться только в смесях, состав
которых находится в определенных концентрационных пределах.
Если постепенно добавлять в воздух малыми порциями
газообразное или испаренное топливо, то в некоторый момент будет
достигнут состав смеси, по которой станет возможным
распространение пламени. Процентное содержание газообразного
топлива, соответствующее этому моменту, называют нижним
концентрационным пределом распространения пламени или
«бедным» пределом. Если продолжать добавлять топливо, то
неизбежно будет получен состав, при котором смесь перестанет
гореть, т. е. станет невозможным распространение пламени по
смеси. Соответствующее процентное содержание газообразного
топлива называют верхним концентрационным пределом
распространения пламени или «богатым» пределом.
Определение концентрационных пределов распространения
пламени (пределов воспламенения) для газовых или
испаренных топлив при фиксированных давлении и температуре
выполняют с помощью стандартного экспериментального
оборудования. Исследуемая смесь заключается в вертикальную
стеклянную трубу диаметром не менее 5,08 см и длиной не менее
1,37 м. Сверху труба закрыта; нижний конец трубы при
испытаниях открывают и вводят в него открытое пламя длиной от
1,9 до 2,5 см. Если после этого происходит распространение
пламени на всю длину трубы, смесь считается горючей (воспламе-
нимой). Концентрационные пределы распространения пламени
для ряда топлив при стандартных давлении и температуре
приведены в табл. 2.1.
Анализ экспериментальных данных показывает, что как
«бедный», так и «богатый» пределы распространения пламени
соответствуют минимальной температуре пламени для
рассматриваемого топлива. В случае метана это примерно 1400 К
(отметим, что температура пламени в стехиометрической смеси

Элементы теории горения
53
для метана составляет около 2200 К). Установлено, кроме того,
что для многих топлив
«Бедный» предел (% топлива) X Теплотворная способность (ккал/моль) =
= ПСО.
Отсюда следует, что концентрационные пределы для любого
топлива связаны с температурой пламени. Эмпирические
наблюдения свидетельствуют также о том, что для многих топлив
Таблица 2.1 Концентрационные пределы распространения
пламени для различных топлив
Топливо
Водород
Метан
Пропан
Этилен
Природный газ
Каменноугольный газ
Окись углерода
Этан
я-Бутан
я-Пентан
/г-Гексан
/г-Гептан
я-Октан
Пропилен
Бутилен
я-Пентен
Бензол
Толуол
Ацетилен
Нафталин
Газолин
AVTUR
AVTAG-JP4
AVCAT
Метиловый спирт
Этиловый спирт
/г-Пропиловый спирт
Аммиак
Пределы по объемной концентрации
топлива, %
«Бедный»
Воздух
4,0
5,0
2,2
2,7
4,8
5,3
12,5
3,0
1,86
1,4
1,25
1,0
0,95
2,0
1,98
1,8
1,35
1,27
2,5
0,9
1,4
1,2
1,1
1,4
7,4
4,3
2,1
15,0
Кислород
4,0
5,0
2,9
15,0
«Богатый»
Воздух
75,0
15,0
11,2
36,0
13,5
32,0
75,0
12,5
8,41
7,8
7,0
6,0
3,2
П,1
9,65
9,0
6,65
6,75
81,0
5,9
7,6
7,1
6,8
7,5
36,0
19,0
13,5
28,0
Кислород
95,0
61,0
80,0
94,0
«бедный» предел соответствует величине коэффициента избытка
топлива примерно 0,5, а «богатый» — примерно 3.
Увеличение давления сверх атмосферного обычно
расширяет концентрационные пределы распространения пламени. Это
в особенности справедливо для углеводородовоздушных смесей.
Расширение происходит в основном в сторону «богатого»

54
Глава 2
предела. В практически важном диапазоне давлений от 10 кПа
до 5 мПа «бедный» предел не обнаруживает сильной
зависимости от давления.
Область распространения пламени расширяется также с
повышением температуры [3, 4]. Такое расширение- обычно
приписывают повышению температуры пламени и, следовательно,
мощности диффундирующих в свежую смесь источников
поджигания, обеспечивающих процесс распространения пламени.
Одним из соотношений, описывающих влияние температуры на
нижний концентрационный предел, является модифицированный
закон Бёрджеса — Уилера [5]
Г 0,75G-298I
Lr-L298|_l L298Atf, J'
B.1)
где Lt — «бедный» предел (объемное процентное содержание
топлива), АНС — низшая теплота сгорания, ккал/моль.
/Смесь воздуха и
насыщенных пирон
топливи ^ -^
Температура
Рис. 2.1. Влияние температуры и состава смеси на пределы
самовоспламенения.
I — точка вспышки; 2 — минимальная температура самовоспламенения.
Для жидких топлив образование горючих смесей возможно
в определенных температурных пределах. В качестве нижнего
предела температуры принимается минимальная температура,
при которой давление паров топлива достаточно для
достижения в воздухе концентрации паров, соответствующей «бедному»
пределу. При охлаждении ниже этой температуры такая смесь
становится слишком бедной для воспламенения. Верхний
температурный предел соответствует концентрации «богатого»
предела распространения пламени; дальнейшее повышение темпе-

Элементы теории горения
55
ратуры обогащает смесь до такой степени, что делает ее
негорючей. Предельные температуры существования горючих смесей
показаны на рис. 2.1.
Нижний температурный предел Гн представляет собой
наинизшую температуру, при которой помимо жидкой фазы может
образоваться горючая смесь. Этот предел называют
температурой вспышки (при атмосферном давлении). Легкость
образования количества паров, достаточного для формирования горючей
смеси, зависит от давления паров топлива. Летучие топлива
создают более высокое давление паров, что соответствует более
низким значениям Гн, т. е. меньшей температуре вспышки.
При температурах, значительно превышающих температуру
вспышки, внутри концентрационных пределов находится
область, в которой происходит самовоспламенение паров топлива.
В этом самопроизвольном процессе посторонний источник
зажигания для инициирования распространения пламени не
требуется. Самая низкая температура, при которой может
происходить самовоспламенение, называется минимальной
температурой самовоспламенения; она соответствует обычно стехиоме-
трической или несколько более богатой смеси. При более
высоких температурах область самовоспламенения расширяется.
Влияние инертных разбавителей и обогащения
кислородом на пределы распространения пламени
Если горючую смесь разбавлять инертным газом, таким, как
СО2 или N2, область воспламенения сужается [2]. В пределе
окажется возможным воспламенить смесь только единственного,
оптимального состава (см. рис. ^
2.2). Этот состав, вообще го-
воря, не является стехиометри-
ческим; для топлив,
коэффициент диффузии которых
больше, чем для кислорода, смесь
будет беднее стехиометриче-
ской, а для топлив с коэффи-
0 10 20 30 40 50
Концентрация разбавителя в смеш,%
циентом диффузии, меньшим,
чем для кислорода (т. е. для
большинства углеводородов), Рис. 2.2. Пределы распространения
оптимальная смесь будет бо- пламени пропановоздушной смесиг
о разбавленной СО2 и N2-
Гаче СТеХИОМетриЧеСКОИ. Знатная температура, атмосферное да-
ПрИ КОНЦеНТраЦИИ КИСЛО- вление.
рода ниже некоторой
предельной распространение пламени невозможно. В табл. 2.2
приводятся максимальные концентрации кислорода, безопасные (в
отношении самовоспламенения) при атмосферном давлении и
нормальной температуре для любой смеси неизвестного состава, состоя-

56
Глава 2
Таблица 2.2 Максимальное безопасное содержание
кислорода в топливовоздушных смесях
при атмосферном давлении и комнатной температуре
и разбавлении смеси азотом или углекислым газом
Топливо
Метан СН4
Этан СгНб
Пропан С3Н8
Бутан С4Ню
Пентан С5Н12
Гексан C6Hi6
Газолин
Бензол СбНб
Этен С2Н4
Пронен С3Нб
Бутадиен С4Нб
Циклопропан С3Н6
Водород Н2
Окись углерода СО
Этилен С2Н4
Пропилен СзНб
Максимальное безопасное
содержание Ог, %
Разбавление
азотом
12,1
11,0
11,4
12,1
12,1
11,9
11,6
11,2
10,0
11,5
10,4
11,7
5,0
5,6
10,0
11,5
Разбавление
углекислым
газом
14,6
13,4
14,3
14,5
14,4
14,5
14,4
13,9
11,7
14,1
13,9
13,9
5,9
5,9
11,7
14,1
щей из топлива и воздуха и разбавленной азотом или двуокисью
углерода. Эта характерная особенность может быть
использована как мера предосторожности при хранении емкостей с
топливом путем разбавления воздуха над поверхностью топлива
двуокисью углерода или продуктами сгорания.
ХИМИЧЕСКИЕ АСПЕКТЫ ГОРЕНИЯ
На большей части рабочих режимов скорость химических
реакций в камере сгорания газотурбинного двигателя очень
высока. Степень завершенности горения лимитируется не
химической кинетикой, а физическими процессами — испарением
топлива и смешением его с воздухом. В последнее время
вследствие ряда взаимосвязанных причин интерес к химическим
аспектам горения вновь возрос [6].
1. Исследования высокофорсированных камер сгорания, а
также камер, работающих в широком диапазоне изменения
давления, показали, что при определенных условиях (например, при
низком давлении) именно химическая кинетика налагает
предел достижимой скорости тепловыделения или полноте сгорания
юплива.
2. В современных авиационных газотурбинных двигателях
высокая степень повышения давления обусловливает высокую

Элементы теории горения 57
температуру воздуха на входе в камеру и, следовательно,
высокую температуру пламени. Диссоциация в таких
высокотемпературных пламенах значительна, поэтому скорость реакций
рекомбинации существенно влияет на суммарную полноту
сгорания топлива и полезное тепловыделение.
3. Большинство применяемых камер сгорания выбрасывает
незначительные количества несгоревшего, частично сгоревшего
или разложившегося топлива. Хотя потери в тепловыделении,
возникающие вследствие этого, могут быть пренебрежимо
малыми, снижение выброса продуктов неполного сгорания,
включающих сажу, несгоревшие углеводороды, окись углерода, а
также выброса окислов азота желательно в интересах
уменьшения загрязнения окружающей среды. Рациональный подход к
уменьшению вредных выбросов базируется на понимании
механизма процесса горения и, в частности, механизма
образования загрязняющих веществ и скорости их исчезновения.
4. В ряде камер принципиально новых схем, таких, как
каталитические камеры сгорания, пламя вообще отсутствует.
Создание высокоэффективных камер такого рода во многом зависит
от уровня знаний процесса каталитического горения.
Химическая кинетика
Хотя процесс горения включает такие подготовительные
физические процессы, как впрыск топлива, его распыливание,.
испарение и смешение с воздухом, в конечном счете он все же
представляет собой химическую ракцию. Для конструктора
камеры сгорания важно знать, что является лимитирующим
в данных конкретных условиях — химическая реакция или
один из физических процессов. Поэтому необходимы по
возможности полные сведения о скоростях химических реакций и о
влиянии на них температуры, давления и состава реагирующей
смеси, а также наличия или отсутствия поверхностей твердых
тел в зоне реакции или введения в реагирующую систему
источников энергии.
«Элементарная реакция» характеризуется ее порядком.
Реакции первого порядка представляют собой трансформацию
молекулы в продукты реакции. К реакциям второго порядка, или
бимолекулярным реакциям, относят взаимодействие между
двумя молекулами или между молекулой и атомом, в результате
которого образуются продукты реакции. Реакциями третьего
порядка называют одновременное взаимодействие между тремя
компонентами. Реакций третьего порядка между молекулами
немного.
Скорость реакции. Теоретической основой для представления
' скорости химической реакции является закон действия масс,.
устанавливающий зависимость скорости реакции (или времени

58 Глава 2
изменения концентраций реагирующих компонентов) от
концентраций компонентов. Это может быть проиллюстрировано с
помощью общего уравнения реакции
в которой а молей вещества А взаимодействуют с Ъ молями
вещества В, чтобы образовать с молей продукта Cud молей
продукта D. Закон действия масс устанавливает, что для
гомогенной системы скорость химической реакции пропорциональна
произведению концентраций реагирующих компонентов,
возведенных в степени, равные стехиометрическим коэффициентам
(т. е. коэффициентам а и & в приведенном выше уравнении).
В рассматриваемом примере скорость г\ прямой реакции была
бы равна
rf = kf[A]a[B]b. B.2)
В соответствии с законом действия масс, если реакция
обратима, скорость обратной реакции равна
rr = kr[C]c[D]d. B.3)
Коэффициент kf называют константой скорости прямой
реакции, а коэффициент kr — константой скорости обратной реакции.
Молярные концентрации [Л], [В], [С], [D] могут быть
выражены в виде отношения числа молей компонента / к
суммарному объему, отношения числа молей компонента / к
суммарному числу молей или парциального давления pi.
Порядок реакции. С помощью порядка реакции
классифицируются различные законы для скорости реакции, т. е.
нулевой порядок ^r- = kf; B.4)
первый порядок -^р- = kf ([Л]о — [х]); B.5)
второй порядок Jp- = fcf([i4]0 — MJ B-6)
или - '^р- = kf ([А]о - М ) ([В]о - [х]); B.7)
третий порядок - ^г = kf( [А]о - [х] K, B.8)
где [Л] о и [В] о—начальные концентрации реагентов. Таким
образом, порядок реакции — это сумма показателей степени при
концентрациях в уравнениях для скорости реакции.
Зависимость скорости реакции от температуры. Для многих
реакций, представляющих интерес в системах с горением,
величина kf сильно зависит от температуры. Если концентрации
б реагирующей системе поддерживаются постоянными, а темпе-

Элементы теории горения
ратура системы возрастает, то обычно наблюдается заметное
увеличение константы скорости и, следовательно, скорости
реакции, что легко может быть обнаружено экспериментально.
Согласно Аррениусу, температурная зависимость выражается
следующим соотношением:
kf = Zexp(-E/RT), B.9)
или In kf = — E/RT + const, B.10)
где Е — энергия активации; ее можно рассматривать как некий
энергетический барьер, который необходимо преодолеть, чтобы
столкновение двух молекул А и В оказалось продуктивным, т. е.
Таблица 2.3 Влияние температуры и энергии активации
на скорость реакции
Температура,
500
1000
2000
Величина kf/Z=exp(-E/RT)
?=20 000 кал/моль
Абсолютная
величина
2-Ю""9
4-10"
6-Ю

Относительная
величина
1
2-Ю4
3-Ю6
?=40 000 кал/моль
Абсолютная
величина
4-Ю-18
2-Ю"9
4-Ю"

Относительная
величина
1
5-108
МО13
привело к образованию конечных продуктов С и D. Если
энергия активации невелика, то реакция происходит легко.
Большинство реакций с участием углеводородов имеет энергии
активации от 40 до 50 ккал/моль, но некоторые цепные реакции
протекают с очень низкой энергией активации. Влияние
температуры на, скорость химических реакций проиллюстрирована
табл. 2.3.
Концепция суммарной реакции
Хотя горение углеводородного топлива представляет собой
чрезвычайно сложный процесс, он может быть проанализирован-
в предположении, что горение полностью описывается
единственной суммарной реакцией, в которой топливо и воздух
реагируют с определенной скоростью, и в результате получаются
продукты сгорания. Кроме того, предполагается, что топливо^
. и воздух, поступающие в зону горения, мгновенно смешиваются
со всеми находящимися там веществами и что продукты
сгорания покидают эту зону с температурой и составом, идентичными
температуре и составу в ней.
Жесткие требования, предусматривающие низкие
гидравлические потери, а также невысокий уровень скорости газа, не

60 Глава 2
позволяют в обычной камере сгорания обеспечить достаточно
быстрое смешение, которое гарантировало бы гомогенность зоны
горения. Довольно близкие к этому условия создаются в
реакторе Лонгвелла [7], в котором хорошее смешение свежей смеси
с продуктами сгорания достигается сообщением втекающим в
реактор струям значительной энергии ценой больших потерь
полного давления.
Согласно работе [8], скорость реакции между топливом и
воздухом может быть определена из уравнения материального
баланса
( ^) »*да-« B.11)
При этом делаются следующие предположения:
1. Израсходованные в реакции вещества образуют
равновесную смесь СО2, СО, Н2, Н2О при температуре Т. В бедных
смесях топливо сгорает только до СО2 и Н2О.
2. Остающиеся топливо и кислород, доли которых равны
1—г\с и 1— т]сф соответственно, являются единственными
продолжающими реагировать веществами.
В работах Лонгвелла установлены уравнения для суммарной
реакции горения октана в воздухе. Соответствующие уравнения
для керосина рассматриваются в следующем разделе.
Бедные смеси. Для бедной смеси (ф < 1) уравнение
суммарной реакции может быть записано в следующем виде:
фС12Н24 + 18О2 + 67,68N2 =
= 12Лсф(СО2+ Н2О) + A -т!с)фС12Н24 +
+ 18(l-rb<P)O2 + 67,68N2.
Таким образом,
~_ О — Лс)ф /о 1О\
лг "" 85,68 + ф
и Y __ 18A — T]ccp)
и *° 85,68 +
В работе [8] для тип использовались значения 1 и 2, что
соответствовало реакции второго порядка. Введение этих
значений в B.11) и подстановка уравнений B.12) и B.13) в B.11)
дают
т
_А_оэ — : 11 ^ !?IL. B.14)
VP2 Tu*exp(E/RT) ч)с
В последующем было установлено, что экспериментальные
данные лучше всего обобщаются при значении п, несколько
меньшем 2. В соответствии с этим величина п в работе [7]
была изменена на 1,8. Дальнейшие исследования подтвердили,

Элемеыы теории горения
61
что влияние^давления соответствует именно этому порядку
реакции [9, 10]. Если для пят взять значения 1,75 и 0,75, то
уравнения будут согласовываться с параметром скорости горения
(см. гл. 5). В этом случае уравнение B.14) преобразуется к виду
Tl>25exv(E/RT) <p0'25
B.15)
Богатые смеси. Для богатых смесей керосина с воздухом
(ф > 1) уравнение суммарной реакции имеет следующий вид:
фС12Н24 + 18О2 + 67,68N2 =18A- т]сФ) О2 +
+ A-т1с)фС12Н24+12т]сф(СО2 или СО) +
+ 12т]сф(Н2 или Н2О) + 67,68N2.
Использование тех же преобразований, что и для бедных
смесей, дает при п = 2 и т =--1
оэ
VP2 TU5exp(E/RT) r\c
„а при n = 1,75 и m = 0,75
\l-75
VPlJ5 ]
CO -
r\c
B.16)
B.17)
Зависимость скорости тепловыделения, выражаемая величинами
в правых частях соотношений B.16) и B.17), от Цс показана
на рис. 2.3. При низких
значениях Цс скорость
тепловыделения мала, поскольку низка
температура. По мере развития
горения температура растет и
скорость тепловыделения
увеличивается до тех пор, пока не
достигается ее максимум при
значении цс, находящемся в
диапазоне 0,7—0,9 в
зависимости от величины
коэффициента избытка топлива ф и
начальной температуры смеси Го.
При дальнейшем росте у\с
увеличение скорости реакции,
обусловленное повышением
температуры, не может
компенсировать уменьшения скорости
О 7,0
Доля сгоревшего топлива
горения и срыва
Рис. 2.3. Механизм
пламени.
/—линия нагрузки; 2 — предельная линия
нагрузки; 3 — линия тепловыделения; 4 —
рабочая точка.
реакции из-за снижения
концентрации кислорода и несгоревшего топлива. Поэтому скорость

62 Глава 2
тепловыделения уменьшается и становится равной нулю при
достижении максимальной температуры, что соответствует 100%-
ной полноте сгорания топлива.
Линия нагрузки —^ или 175 на рис. 2.3 характеризует
количество тепла, необходимое для нагрева свежей смеси до
температуры в реакторе Т. Точка, в которой линия нагрузки
пересекает кривую тепловыделения, соответствует режиму
работы реактора (камеры сгорания). При увеличении расхода
смеси через реактор наклон линии нагрузки увеличивается до
тех пор, пока она не перестанет пересекаться с кривой
тепловыделения, что соответствует срыву пламени.
ЛАМИНАРНЫЕ ПЛАМЕНА В ОДНОРОДНОЙ СМЕСИ
Скорость распространения пламени, т. е. скорость, с которой
плоская волна горения распространяется по горючей смеси,
определяется как скоростью химической реакции в тонкой зоне
пламени, так и переносом тепла и массы от пламени к свежей
смеси. Происходящие при этом процессы рассмотрены в работе
[11]. Нагрев свежей смеси теплопроводностью и излучением
инициирует в ней реакции по тепловому механизму, а диффузия
активных веществ из зоны пламени способна инициировать
реакции химическим путем. Таким образом, скорость
распространения пламени зависит от его излучательной способности и,
следовательно, от температуры пламени, от локальных свойств
газа, таких, как вязкость и коэффициент диффузии, и от
внешних параметров — давления, температуры и отношения
топливо/воздух. Скорость распространения пламени может быть
определена как скорость, с которой плоский фронт пламени
перемещается по нормали к его поверхности относительно несгорев-
шего газа. Эта скорость является фундаментальной
характеристикой горючей смеси и имеет важное практическое значение
как для стабилизации пламени, так и для определения скорости
тепловыделения.
Как показывает опыт, для любого топлива скорость
распространения пламени при фиксированных внешних параметрах
представляет собой постоянную и хорошо воспроизводимую
величину. Интересно также отметить, что скорости
распространения пламени в стехиометрических смесях различных
углеводородных топлив с воздухом близки к одной и той же величине —
примерно 0,43 м/с при атмосферном давлении и комнатной
температуре. Возможной причиной этого является то, что
большинство топлив сложного состава в результате процессов пиролиза
почти полностью разлагается на метан и другие углеводороды
с одним или двумя углеродными атомами, а также на водород

Элементы теории горения
63
еще до вступления в зону реакции в пламени. Следовательно,
состав газа, входящего в зону пламени, практически не зависит
от типа первоначального топлива.
Измерения скорости распространения пламени
Одной из основных трудностей измерения скорости
нормального распространения пламени является то, что плоский фронт
пламени можно наблюдать только при весьма специфических
условиях. Почти во всех
случаях, имеющих практическое
значение, фронт пламени либо
искривлен, либо не распола-
t гается перпендикулярно
направлению скорости газового
потока. Вообще говоря,
существуют два основных способа
измерения скорости
распространения пламени: в одном из
них используются пламена,
перемещающиеся по неподвиж-
" ной смеси, в другом — пламе-
Рис. 2.4. Схема элемента фронта
пламени.
Uг~скорость газа на радиусе г; 5^
—скорость нормального распространения пла"
мени; 2а —угол при вершине конуса
пламени.
на, которые удерживаются в
пространстве в стационарном
положении встречным потоком
свежей смеси.
Метод горелки Бунзена. При использовании для измерения
скорости распространения пламени горелки Бунзена трубка
должна быть достаточно длинной для того, чтобы в ней могло
установиться полностью развитое ламинарное течение с
параболическим распределением скорости по поперечному сечению
трубки. Для получения плоского профиля скорости в зоне
горения желательно, чтобы сопло горелки имело отношение
площадей не менее 5:1. Основная проблема в эксперименте — точно
зафиксировать фотографированием положение зоны пламени.
Обычно коническая поверхность пламени в этом случае с
достаточной точностью соответствует поверхности наибольшей
светимости, т. е. линии максимальной плотности на негативе.
Элемент фронта пламени схематически показан на рис. 2.4.
Скорость распространения пламени Sl определяется как
SL = VT/Af, B.18)
где Vr — объемный расход газа, Af — общая площадь фронта
пламени. Таким образом, для определения скорости
нормального распространения пламени необходимо только измерить
расход газа и площадь поверхности фронта пламени (по
фотоснимку). Другой способ состоит в измерении угла наклона

64
Глава 2
фронта пламени (желательно на радиусе, равном 0,7 радиуса
горелки, где для параболического профиля скорости локальная
скорость газа равна средней скорости) [11]. Скорость
распространения пламени Sl определяется в этом случае как
SL = f/rsina, B.19)
где Uг — локальная скорость газа на радиусе г, a — угол
наклона фронта пламени по отношению к оси (половина угла при
вершине конуса пламени, см.
рис. 2.4).
Большая часть ошибок в
методе с использованием
горелки Бунзена возникает при
измерении площади
поверхности пламени, что связано с
пониженной скоростью
распространения пламени вблизи
среза горелки и трудностью
точного определения положения
основания конуса пламени.
Некоторых погрешностей,
свойственных трубчатым
горелкам с коническими
пламенами, можно избежать,
используя горелки с «плоским
пламенем» [12]. Они особенно
удобны для измерений в предельно бедных или предельно богатых
смесях и исследований пламен при низких давлениях смеси,
когда значительная толщина зоны пламени не позволяет точно
измерить площадь поверхности в случае конического пламени.
Метод измерения скорости распространения пламени в трубе.
Метод определения величины Sl по измерениям скорости
распространения пламени в трубе выглядит очень заманчиво,
особенно при исследовании влияния давления, так как изменять и
контролировать уровень давления в трубах достаточно просто.
Дополнительным преимуществом является невозможность
подмешивания газа из окружающей среды к свежей смеси.
Скорость перемещения пламени в трубе может быть
определена, например, посредством регистрации свечения пламени
на кинопленке. Затем, используя шлирен-фотоснимки для
определения площади поверхности фронта пламени, скорость
нормального распространения пламени можно получить из
соотношения
-з-
Рис. 2.5. Влияние давления на
скорость нормального распространения
пламени в пропановоздушных смесях
[13].
= UfAt/Af,
B.20)
где Uf — скорость перемещения пламени, At — площадь
поперечного сечения трубы, Af — площадь поверхности пламени.

Элементы теории горения
65
Площадь сечения трубы и скорость перемещения пламени могут
быть измерены с высокой точностью, и, таким образом, точность
определения Sl целиком зависит от погрешности, с которой
может быть определена площадь поверхности пламени.
В работе [13] измерения в трубе были применены при
исследовании влияния давления на скорость нормального
распространения пламени. Условие горения при постоянном давлении
обеспечивалось тем, что открытый конец трубы был присоединен к
достаточно большой емкости, в которой поддерживалось
постоянное давление и в которую поступали продукты сгорания.
Площадь поверхности пламени определялась по
крупномасштабным отпечаткам, полученным с мгновенных шлирен-фотоснимков
пламени в начальный период его перемещения в трубе
(квадратного сечения со стороной 2,5 см), когда это перемещение было
равномерным. Соответствующие результаты для пропановоздуш-
ных смесей приведены на рис. 2.5.
Факторы, влияющие на скорость распространения
ламинарного пламени
Наиболее важными факторами, определяющими скорость
распространения ламинарного пламени, являются величина
отношения топливо/воздух и, температура Т и давление Р смеси.
/
0,3
0,2
0}
п
/ 2^
т т
T T
0,6 0,8 1,0 7,2 7/f. 1J5
9
Рис. 2.6. Скорости распространения
пламени в углеводородо-воздушных
смесях при нормальных температуре и
давлении [5].
1 — метан; 2—«-гептан; 3 — этан; 4—пропан.
100 200 3QQ 400 500 600
Начальная температура смеси^к
Рис. 2.7. Влияние начальной
температуры смеси на максимальную
скорость распространения пламени [14].
— • — С2Н4 с воздухом; С3Н8 с воздухом;
СН4 с воздухом.
Отношение топливо/воздух. Рис. 2.6 иллюстрирует изменение
скорости распространения ламинарного пламени в зависимости
от величины коэффициента избытка топлива ф для ряда углево-
дородовоздушных смесей. Зависимость скорости
распространения от состава смеси приблизительно соответствует изменению
температуры пламени. Почти во всех случаях максимум
скорости наблюдается при 1,05 s^ ф^ 1,10. Исключениями из
Зак. 761

66 Глава 2
этого общего правила являются водород и окись углерода. Для
них скорости распространения достигают максимума при ф « 2.
Начальная температура смеси. Влияние начальной
температуры смеси в диапазоне ее изменения от 141 до 617 К на
скорость распространения пламени в смесях метана, пропана и
этилена с воздухом исследовалось в работе [14]. Полученные
результаты свидетельствуют о том, что с повышением
температуры скорость распространения пламени возрастает (рис. 2.7).
Экспериментальные данные обобщаются следующими
эмпирическими уравнениями:
метан: SL = 0,08+ 1,60- 1ОГо'и; B.21)
пропан: SL = 0,10 + 3,42 . Ю~6Т20; B.22)
этилен: SL = 0,10+ 25,9 • КГ6^'74. B.23)
В работе [15] аналогичным исследованиям подвергались
смеси паров бензола, n-гептана и изооктана с воздухом в
диапазоне изменения температуры от 300 до 700 К. Использовалась
горелка Бунзена; скорость распространения определялась по
измерениям полной площади поверхности пламени. Были
получены следующие эмпирические уравнения для скорости
распространения:
бензол: SL = 0,3 + 7,91 • 1О~9Го'92; B.24)
n-гептан: SL = 0,198 + 2,49 . 1ОГо'39; - ^ B.25)
изооктан: SL = 0,121 + 8,36 . 10Г?Л9. " B.26)
Давление. В теории горения давление является важным
параметром, влияние которого может быть связано с порядком
химической реакции соотношением вида
Следовательно, при бимолекулярной реакции скорость
распространения пламени не должна зависеть от давления. Однако
похоже, что это справедливо только для обогащенных кислородом
высокотемпературных пламен. В целом для быстрогорящих
(Sl > 0,6 м/с) смесей скорость распространения пламени либо
не зависит от давления, либо слегка возрастает при его
увеличении. Для медленногорящих (SL < 0,6 м/с) смесей скорость
распространения пламени уменьшается с повышением давления.
Таким образом, влияние давления, наблюдаемое в опытах,
может быть аппроксимировано простой зависимостью
SL со р*9
где х изменяется от 0 до —0,5 для медленногорящих смесей и
равен нулю или небольшой положительной величине для
быстрогорящих смесей. Изучением влияния давления на скорость

Элементы теории горения 67
распространения ламинарного пламени занимались многие
исследователи [13, 16—19]. Результаты, полученные в трубе для
пропановоздушных смесей [13], показаны на рис. 2.5.
Теория распространения ламинарного пламени
Теоретическое рассмотрение процесса распространения
пламени требует привлечения уравнений газовой динамики в
совокупности с уравнениями для диффузии и скорости химической
реакции. Они включают: 1) уравнение состояния, обычно для
идеального газа, 2) уравнение движения, 3) уравнение
сохранения энергии и 4) уравнение неразрывности с членами,
обусловленными диффузией и химической кинетикой, для каждого
химического компонента [20]. Среди разработанных к
настоящему времени теорий распространения ламинарного пламени
имеются: 1) чисто тепловые теории (распространение
лимитируется теплопередачей); 2) диффузионные теории
(распространение лимитируется переносом вещества, в частности диффузией
активных центров, инициирующих цепные реакции); 3)
диффузионно-тепловые теории.
Первая теория распространения пламени была предложена
Маляром и Ле Шателье [21]. Она целиком базировалась на
тепловой концепции. Предполагалось, что зона пламени находится
при постоянном давлении и состоит из двух частей,
обозначаемых как зона 1 и зона 2. В зоне 1 смесь нагревается от своей
начальной температуры Го до температуры воспламенения 7Y
Эта зона может быть названа зоной подогрева. В зоне 2, зоне
реакции, образуются продукты сгорания с температурой Tf.
Точка воспламенения отделяет зону подогрева от зоны реакции.
Из рассмотрения процесса теплообмена между зонами
подогрева и реакции получается выражение для скорости
распространения ламинарного пламени
SL = -ф—т- -г-. B.27)
При этом толщина зоны реакции равна
6 = SLt = SL/r, B.28)
где t — время реакции и г — скорость реакции. Далее, имеем
г = Z ехр (- ^г-) [А]а [В]\ B.29)
где [А], [В] —мольные доли, Е — энергия активации, R —
универсальная газовая постоянная, Z, a, b — константы.
Предполагается, что реакция идет при температуре Tf. Тогда
{^v^(^)f- B-30)
5*

68 Глава 2
Введение величины Г; является не более чем удобством с
точки зрения математика, поскольку реакция в действительности
идет даже при начальной температуре Го, поэтому разделение
на зоны подогрева и реакции представляет собой
схематизированное упрощение процесса. Величина 7\ неизвестна, и ею
может быть любая температура между То и Tf. Следовательно, из
уравнения B.30) вычислить скорость распространения пламени
невозможно. Однако из рассматриваемой теории следует
важный результат, который дают и более сложные тепловые
теории [22, 23]:
SL оо (а • гH'5, B.31)
где а — коэффициент температуропроводности.
В теории Зельдовича и др. [22] важным результатом было
исключение из рассмотрения температуры воспламенения 7Y
В1 предположении, что температура воспламенения, выше
которой все реакции начинают идти с заметной скоростью, близка
к температуре пламени Tfi было выведено следующее
уравнение для реакции второго порядка [22, 23]:
SL = [2аС0 [^) {Tf-TQf \—J J • B'32)
Заметим, что предсказываемая этим уравнением зависимость от
давления нулевая, так как
а со 1/р0 со 1/р, Со со р0 со р,
и, следовательно,
SLcoP°.
ТУРБУЛЕНТНЫЕ ПЛАМЕНА В ОДНОРОДНОЙ СМЕСИ
Хотя уже давно признано, что турбулентность значительно
увеличивает скорость распространения пламени, о чем
свидетельствуют высокие скорости сгорания топлива в поршневых
и газотурбинных двигателях, тем не менее характер и степень
влияния турбулентности все ещь выяснены не полностью.
Первый вклад в изучение природы турбулентных пламен был
сделан Дамкёлером [24]. Он предположил, что турбулентное
пламя имеет ту же структуру, что и ламинарное, и связал
наблюдаемое увеличение скорости горения с вызываемым
турбулентностью искривлением фронта пламени, что увеличивает площадь
его поверхности по сравнению с гладким ламинарным фронтом
и, следовательно, способность «перерабатывать» свежую смесь.
Дамкёлер предложил для скорости распространения
турбулентного пламени при крупномасштабной турбулентности следующее

Элементы теории горения 69
выражение:
ST = SL + u', B.33)
где иг—среднеквадратическое значение пульсаций скорости.
В дальнейшем появился ряд теорий, использующих
концепцию искривленного фронта пламени и отличающихся от теории
Дамкёлера (и одна от другой) главным образом способом
увязывания характеристик турбулентности с результирующим
увеличением поверхности пламени. Так, в подходе, развитом Щел-
киным [25], выражение для St приобрело следующую форму:
5r = SL[l + S(^75LJf5, B.34)
• где В — константа порядка 1. При больших скоростях турбу-
' лентного потока уравнения B.33) и B.34) сводятся к
ST = u'. B.35)
Подробное изложение этих и других, более современных теорий
турбулентного пламени содержится в работах [26, 27].
Серия экспериментов с закрытыми турбулентными пламена-
ми в однородных смесях была проведена в работах [28, 29].
"Турбулентность с определенными характеристиками в зоне
горения задавалась турбулизирующими поток решетками,
располагавшимися на входе в рабочую часть установки. Изменяя
надлежащим образом геометрию этих решеток и скорость
потока, можно было создавать в зоне горения области, в которых
интенсивность турбулентности оставалась примерно постоянной,
но масштаб турбулентности мог изменяться в очень широких
пределах. Таким образом создавались условия, которые
позволяли раздельно определять влияние интенсивности и масштаба
турбулентности на скорость распространения и структуру пла-
. мени. На начальном участке, непосредственно за решеткой,
интенсивность турбулентности следует зависимости
где U — средняя скорость потока смеси, х — расстояние от ре-
щетки, Ъ — размер прутка в решетке, п\ — постоянная величина,
составляющая от 0,5 до 0,7.
Интегральный масштаб турбулентности определяется из со-
отношения
)Я^ B-37)
где Reb = Ub/v — число Рейнольдса для решетки, п2 —
величина, равная 0,5.

70 Глава 2
Масштаб Колмогорова определялся из выражения
Л = МеH-25. B.38)
Сквозь прозрачную боковую стенку рабочей части делались
шлирен-фотографии пламени. Интенсивность турбулентности
изменялась от 2 до 14 %, скорость потока — до 80 м/с. Скорость
распространения турбулентного пламени определялась как
произведение средней скорости потока на синус угла между
направлением потока и средним положением поверхности пламени.
Изучение шлирен-фотоснимков в совокупности с измерениями
скорости распространения турбулентного пламени показало, что
физическая структура пламени и влияние масштаба
турбулентности на скорость горения зависят от уровня интенсивности
турбулентности. Для обобщения результатов этих наблюдений
была предложена концепция трех характерных областей.
Область 1
Область У, в которой ur < 2SL, представляет собой в целом
область слабой турбулентности и малых скоростей потока. Даже
наименьшие величины т] превышают толщину ламинарного
пламени 6l. В соответствии с этим турбулентные вихри еще не
создают шероховатостей на поверхности фронта пламени,
который сохраняет гладкий, ламинарный вид. Однако вследствие
искривления пламени турбулентностью и увеличения из-за этого
площади его поверхности скорость распространения пламени
возрастает. Свой вклад в искривление пламени вносят как пуль-
сационная скорость, так и масштаб турбулентности, и их
совместное влияние на скорость распространения пламени
описывается соотношением
Следует отметить, что в этой области слабой турбулентности
величина отношения St/Sl возрастает при увеличении
масштаба турбулентности.
Область 3
В области 3, где и' > 2SL, увеличение интенсивности
турбулентности обычно сопровождается уменьшением ее масштаба.
Поэтому при очень высоком уровне турбулентности все вихри
слишком малы, чтобы вызвать заметное искривление
поверхности фронта пламени. Тем не менее достигается высокая скорость
горения благодаря образованию пламенной поверхности очень
большой площади на границах раздела между многочисленными

Элементы теории горения 71
малыми вихрями смеси и окружающими их продуктами
сгорания. Для данной области концепция непрерывной односвязной
поверхности фронта пламени становится нереалистической, и
зону горения можно представить как довольно толстую
матрицу, заполненную продуктами сгорания вперемежку с вихрями
свежей смеси.
Отношение скоростей распространения турбулентного и
ламинарного пламен в области 3 выражается следующим образом:
/-=0,5^. B.40)
Следовательно, в области 3 для сильно турбулизованных смесей
величина St уменьшается при увеличении масштаба
турбулентности.
Область 2
В области 2. и! & 2SL- Принципиальное различие областей /
и 3 состоит в относительном размере турбулентных вихрей: в
области / они велики по сравнению с толщиной зоны пламени,
в области 3 — малы. Между этими предельными областями
существует довольно широкая область, в которой вихри
соизмеримы с толщиной зоны пламени. В' этой области одновременно
действуют два механизма увеличения площади поверхности
пламени: 1) фронт пламени искривляется вихрями, большими, чем
толщина пламени; 2) площадь поверхностей контакта между
продуктами сгорания и свежей смесью значительно возрастает
благодаря вовлечению вихрей смеси внутрь зоны пламени. Оба
механизма способствуют увеличению St, но St при этом
практически не зависит от масштаба турбулентности, так как любое
изменение масштаба автоматически изменяет вклад каждого из
двух механизмов, причем в противоположном направлении.
Таким образом, между областями 1 и 3 существует переходная
область 2, в которой скорость распространения турбулентного
пламени, по существу, не зависит ни от скорости ламинарного
пламени, ни от масштаба турбулентности и следует соотношению
ST = 2u'. B.41)
Структура турбулентного пламени
Рис. 2.8 и 2.9 иллюстрируют, как изменяются вид и
структура пламени при изменении пульсационной скорости
турбулентного потока. Рассматривая рис. 2.8 слева направо, можно
видеть, что вначале, в области 7, пульсационная скорость мала
и, поскольку т], L > 6l, вся турбулентная энергия идет на
деформацию фронта пламени. Верхний фотоснимок на рис. 2.9

12
Глава 2
типичен для этих условий. Пламя имеет гладкую ламинарную
поверхность, представляющую собой агломерат округлых
вздутий, которые постепенно увеличиваются в размерах по мере
того, как пламя распространяется вниз по потоку. Вторая
диаграмма на рис. 2.8 соответствует наибольшей деформации
пламени, которая наблюдается при ц = SL. Третья диаграмма
иллюстрирует стадию при r\ < 6l, когда часть турбулентной
энергии содержится уже в вихрях внутри зоны пламени и меньшее
-* Область \ >- ~е— область 2->- -^г-Обпасть 3-*~
Е(п)
E(n)
E(n)
О V=$
S L
Свежая
смесь -=
^Сгоревший"
*. газ
Увеличение интенсивности турбулентности а-
Рис. 2.8. Влияние распределения энергии турбулентности по частотам на
структуру пламени [29].
количество ее участвует в процессе деформации зоны пламени
как целого. В этих условиях деформация зоны пламени в целом
менее выражена, но возмущения, вносимые вовлечением
многочисленных малых порций смеси в зону пламени и их сгоранием,
проявляются в развитии неровностей («шероховатости»)
поверхности пламени.
При еще более высокой интенсивности турбулентности, в
области 3, деформация зоны пламени как целого продолжает
уменьшаться и почти вся располагаемая энергия турбулентности
сосредоточена в многочисленных малых вихрях. Как видно из
рис. 2.8 (четвертая, крайняя справа диаграмма), горение уже
невозможно рассматривать как процесс, происходящий вблизи
достаточно четко определенных границ в зоне пламени. Горение
скорее представляет собой процесс в растянутой и размытой
зоне реакции, где весьма энергично внедряются и сгорают
вихри свежей смеси. В каждом вихре скорость горения
определяется потоком тепла из активных центров от охватывающего
вихрь фронта пламени. При определенных условиях, зависящих
от свойств смеси и масштаба турбулентности, химическая
реакция внутри 'отдельных вихрей ускоряется до такой степени,

Элементы теории горения
73
Рис. 2.9. Пламена в стехиометрической пропановоздушной смеси при малой
и большой пульсационных скоростях.
Вверху и'=3,1 м/с; внизу и'=30,5 м/с.
что горение возникает почти одновременно во всем объеме
вихря. Вызываемые этим пульсации давления разрывают
поверхность зоны пламени, как это можно видеть на нижнем
фотоснимке рис. 2.9.
ЛАМИНАРНЫЕ ДИФФУЗИОННЫЕ ПЛАМЕНА
Для ламинарных пламен в однородных смесях скорость
процесса лимитируется скоростями химической реакции и
теплопередачи. Даже в системах с не перемешанными заранее
компонентами, в которых смешение происходит быстро по сравнению
с химическими реакциями, скорость горения может
рассматриваться целиком с позиций горения однородных смесей. Однако
существуют системы, в которых смешение идет медленно по
сравнению с химическими реакциями, так что скорость горения
лимитируется временем смешения. Это справедливо для так

74 Глава 2
называемых диффузионных пламен, в которых топливо и
окислитель поступают совместно в зону реакции посредством
молекулярной и турбулентной диффузии. Топливо при этом может быть
струей газа, жидкой или твердой поверхностью. Соответственно
существуют два вида лимитируемого диффузией горения,
отличающихся первоначальным физическим состоянием топлива
и/или окислителя. Если топливо и окислитель находятся
первоначально в газообразном состоянии, то пламя называют
диффузионным или (иногда) струйным. Если топливо и окислитель
вначале имеют разные
агрегатные состояния, т. е. жидкое
и газообразное или твердое и
топливо ^ # ">> газообразное, то, хотя горение
по-прежнему лимитируется
диффузией, процесс обычно
называют гетерогенным горением.
Рис. 2.10. Свободное струйное диффу- Примерами этого могут слу-
зионное пламя [30]. жить горение капель углеводо-
^l-n^SSSSSSrSro Ж 2~пла' родного топлива и горение угля
в воздухе.
В отличие от пламен в однородной смеси, имеющих очень
тонкую зону реакции, для диффузионного пламени характерна
широкая зона физико-химических превращений. Это отличие
имеет причиной исключительно взаимодиффузию реагентов и
продуктов реакции, так как сама реакция, очевидно, происходит
быстро и в очень тонкой зоне. В1 таких условиях имеются, па
существу, две диффузионные скорости, и представление о
скорости распространения пламени теряет свой смысл. Поэтому
обобщение обычно проводят, используя массовый расход сжигаемого
топлива или высоту пламени, связанную с указанным расходом.
При исследованиях ламинарных диффузионных пламен две
разновидности их представляют непосредственный интерес.
Первая— это свободный струйный факел пламени, образованный
струей топлива или воздуха, вытекающей из трубы
соответственно в неподвижный воздух или среду газообразного
топлива, как показано на рис. 2.10. Топливо, втекающее в покоящийся
воздух, и воздух, втекающий в среду газообразного топлива,
создают одну и ту же картину горения, поскольку она
определяется только диффузией или смешением.
Вторая разновидность ламинарного диффузионного пламени
связана с несколько иной схемой смешения: топливо и
окислитель подводятся по двум концентрическим цилиндрическим
трубам раздельно (рис. 2.11). В этом случае топливо и окислитель
также можно поменять местами без каких-либо изменений во
внешнем виде'пламени. В' зависимости от отношения расходов
топлива и окислителя возникает «прямой» или «обращенный»
факел пламени. В том конкретном варианте, который изображен

Элементы теории горения
75
на рис. 2.11, т. е. с подачей топлива по внутренней трубе,
прямой факел соответствует отношению расходов меньше стехио-
метрическогс.
В работе 130] проводились измерения концентрации
водорода, кислорода и азота на различных расстояниях по высоте
г
Воздух
Топливо -
Воздух-
Рис. 2.11. Закрытое диффузионное пламя.
/ — прямое пламя; 2 — обращенное пламя.
и радиусу диффузионного пламени. Предложенная авторами
структура пламени, показанная на рис. 2.12, может
рассматриваться как типичная для ламинарных газовых диффузионных
пламен. На рисунке видно, что концентрация газового топлива
Фронт пламени
Фронт пламени
Продукты сгорания
^Радиус
Рис. 2.12. Профили концентрации в свободном струйном диффузионном
пламени на определенном расстоянии от сопла [30].
падает от ее значения на осевой линии до нуля во фронте
пламени, а концентрация кислорода от нулевого значения во
фронте увеличивается до ее значения в окружающей пламя среде
(или во внешнем по отношению к пламени потоке).
Концентрация продуктов сгорания максимальна во фронте пламени.
Считается, что топливо и окислитель достигают фронта пламени
в стехиометрическом отношении и реагируют мгновенно с
образованием продуктов сгорания. Заметим, что зона пламени
тонкая. Это означает, что скорости химических реакций
чрезвычайно велики по сравнению со скоростью диффузии. Вне пламени

76
Глава 2
не обнаруживается топлива, а внутри его — кислорода. Отметим
также, что в результате диффузии продукты сгорания
обнаруживаются по обе стороны пламени, чего не бывает в случае
ламинарных пламен, распространяющихся в смесях.
Действительная структура пламени сложнее, чем это
предполагает изложенная концепция, поскольку кроме
молекулярных компонентов, определяемых обычным отбором и химическим
анализом проб газа, в пламени присутствуют также свободные
атомы и радикалы.
ТУРБУЛЕНТНЫЕ ДИФФУЗИОННЫЕ ПЛАМЕНА
Хаусорн и др. C0, 31] изучали, как меняются видимая длина
факела и поле концентраций для струйных пламен при
истечении горючего газа через круговые сопла в неподвижный воздух
в зависимости от объемного расхода газа. Наблюдавшееся в
опытах изменение высоты пламени показано на рис. 2.13. Пока
Ламинарное Переходная Развитое турбулентное
пламя область пламя
Увеличение скорости на выходе из горелки-
Рис. 2.13. Эволюция диффузионного пламени при увеличении скорости газа
на срезе сопла [30].
1 — огибающая длин пламени; 2 — огибающая точек перехода.
режим истечения оставался ламинарным, высота пламени
увеличивалась с увеличением объемного расхода газа. При
числах Рейнольдса для холодной струи около 8000 вблизи вершины
пламени начинался переход к турбулентному режиму течения.
Переходное значение числа Рейнольдса в диффузионном
пламени сильно за'висит от чрода топлива. Кроме того, если турбу-
лизовать либо поток топлива, либо поток воздуха, результатом
будет турбулизация факела пламени. При параметрах потоков,
близких к критическим (переходным от ламинарного режима к

Элементы теории горения 77
турбулентному), только верхняя часть пламени турбулентна;
ближе к устью горелки факел сохраняет вид ламинарного
пламени. При дальнейшем увеличении объемного расхода общая
высота пламени несколько уменьшается, но высота ламинарного
участка уменьшается при этом значительно больше. При
достижении определенного расхода обе характерные высоты
приобретают свои предельные значения и дальше уже почти не
меняются. Точка (линия), отделяющая ламинарную часть
факела от турбулентной, называется точкой перехода. Для
больших объемных расходов точка перехода находится очень близко
к устью горелки. При увеличении объемного расхода вблизи
устья горелки возрастает шум пламени и уменьшается его
свечение. В конце концов из-за чрезмерно большого расхода газа
становится невозможно обеспечить стабилизацию пламени.
Аналитическое описание турбулентных диффузионных
пламен находится в значительно более завершенномvсостоянии по
сравнению с пламенами в смесях, поскольку в диффузионных
пламенах скорость горения лимитируется процессом смешения
в свободной изобарической турбулентной струе, который
достаточно хорошо изучен. Кроме того, сам по себе процесс горения
несуществен для описания явления в целом, поскольку скорости
химических реакций предполагаются бесконечно большими.
Смешение в струе
При истечении жидкости из сопла она во взаимодействии
с окружающей средой формирует струю. На рис. 2.14 показаны
Сопло
Рис. 2.14. Характерные участки струи.
1 — потенциальное ядро; 2 — начальный участок; 3 — переходный участок; 4 — основно
часток.
характерные участки свободной турбулентной струи.
Непосредственно за соплом находится потенциальное ядро струи, внутри
которого сохраняются те же значения скорости и концентрации,
что и на срезе сопла. Вне ядра формируется свободный
пограничный слой, в котором обмен количеством движения и массой
происходит в направлении, перпендикулярном оси струи. Вниз
по течению от ядра после переходного участка
начинается-участок полностью развитой струи. Потенциальное ядро имеет
длину 4—5 диаметров сопла, а переходный участок — около 10
диаметров сопла. Основные участки турбулентных струй, т. е.
участки полностью развитой струи, подобны. Следовательно, осевые

78
Глава 2
и радиальные профили скорости и концентрации в струях могут
быть описаны универсальными и достаточно простыми
соотношениями.
Скорость в любой точке на оси струи дается выражением
-- = 0,16-* -1,5, B.42)
где и0 — начальная скорость на срезе сопла, Um —
максимальная скорость при некотором значении х, х — расстояние от среза
сопла. Поскольку механизм
переноса количества движения и
массы один и тот же,
соотношение для распределения
концентрации по оси
аналогично:
Щп
-?l=0,22-?- -1,5. B.42а)
г/х-
Рис. 2.15. Безразмерные профили
скорости и концентрации в свободной
струе [31].
профиль скорости; профиль
концентрации.
Здесь Со — начальная
концентрация на срезе сопла, Ст —
максимальное значение
концентрации при некотором
значении х.
. Благодаря подобию профилей скорости величина отношения
U/Um — отношения скорости в любой точке струи к скорости
на оси при том же значении х — остается постоянной, если ее
выражать как функцию r/х, где г — радиальная координата. Это
справедливо и для распределения концентраций. Безразмерные
профили скорости U/Um и концентрации С/Ст покаааны на
рис. 2.15. В предположении гауссовского закона распределения
для U/Um и С/Ст получаются следующие выражения:
(здесь значение Ки находится в диапазоне между 84 и 92) и
B.44)
где Кс составляет от 54 до 57. Эти профили имеют
непосредственное отношение к изучению пламен.
Используя теорию свободной турбулентной струи, Хаусорн
и др. [31] получили следующее простое соотношение для длины
турбулентных струйных пламен:
B.45)

Элементы теории горения 79
где L — видимая длина пламени, d — диаметр сопла, Tf —
адиабатическая температура пламени, TN — температура на срезе
сопла, Ms, MN — молекулярные массы вещества окружающей
среды и вещества струи соответственно, Ст—мольная доля
вещества струи в стехиометрической смеси с веществом
окружающей среды, ат — отношение количества молей реагентов к
количеству молей продуктов в стехиометрической смеси.
РАСПРОСТРАНЕНИЕ ПЛАМЕНИ
В ГЕТЕРОГЕННЫХ СМЕСЯХ
Исследований распространения пламени в гетерогенных топ-
ливовоздушных смесях проведено очень немного. Одной из
первых опубликованных работ в этой области был классический
анализ Бургойна и Коэна [32]. К числу сравнительно недавних
публикаций относятся работы [33—36]. Малочисленность
публикаций неудивительна, если принять во внимание сложность
эксперимента. Главная трудность состоит в создании
однородной и воспроизводимой газокапельной взвеси. Непроста и
проблема точного определения размеров капель, распределения их
по размерам, суммарного коэффициента избытка топлива и
концентрации паров топлива. Еще одной трудной задачей в таких
экспериментах является измерение скорости распространения
пламени по смеси; при этом серьезные ошибки возможны из-за
того, что продукты сгорания вследствие действия подъемной
силы могут перемещаться относительно пламени вверх, а капли
топлива под действием силы тяжести — вниз. Эти эффекты
особенно существенны в медленногорящих смесях, поскольку
соответствующие скорости оказываются того же порядка, что и
скорость распространения ламинарного пламени.
В работе [36] была предложена модель распространения
пламени по неподвижной горючей смеси, содержащей топливо
в виде капельной взвеси, пара или того и другого. Модель
основывалась на предположении, согласно которому скорость
распространения пламени через топливную взвесь в нормальных
стационарных условиях всегда такова, что время вырождения
зоны реакции равно сумме времени испарения и времени
химической реакции. Из модели получается следующее выражение
для скорости распространения пламени:
rcf (I -Q)p»D?9 a;:!0'5
S = a _!i ^J!+_L , B.46)
где ar — коэффициент температуропроводности для смеси
полностью испаренного топлива с воздухом, Q — исходная доля
испаренного топлива, В — параметр массообмена, С\, С3 —
параметры распределения капель по размерам.

80
Глава 2
Из уравнения B.46) следует, что в случае, когда время
испарения велико по сравнению со временем химической реакции,
скорость распространения пламени возрастает при увеличении
плотности газа, летучести топлива, концентрации паров топлива
и при уменьшении среднего размера капель. Но если скорость
распространения пламени лимитируется временем химической
реакции, то эта скорость становится равной обычной скорости
распространения пламени в однородной смеси.
Правомерность предложенной модели проверялась с
помощью измерений скорости распространения пламени, прове-.
денных с тремя различными топливами в широком диапазоне
изменения размера капель,
концентрации паров топлива,
коэффициента избытка топлива и
давления. Погрешности из-за
подъемной силы и оседания
капель топлива под действием
силы тяжести были сведены к
минимуму тем, что измерения
скорости пламени выполнялись
в вертикальной трубе при ее
свободном падении под
действием силы тяжести. Точность
получаемых данных
дополнительно повышалась благодаря
использованию различных
акустических устройств,
устанавливавшихся в трубе для того,
Рис. 2.16. Влияние Q и среднего зау-
теровского диаметра капель на
скорость распространения пламени по
стехиометрической смеси изооктана с
воздухом [36].
чтобы сформировать «плоское» пламя вместо пламени
нормальной полуэллипсоидной формы. ,
Результаты измерений удовлетворительно согласуются с
рассчитанными величинами, как это видно из рис. 2.16, на котором
сплошными линиями обозначены результаты вычислений по
уравнению B.46). Результаты измерений на рис. 2.16 относятся
к стехиометрической смеси изооктана с воздухом при
атмосферном давлении. Эти и подобные им экспериментальные данные,
полученные с дизельным топливом и мазутом, показали, что
скорость распространения пламени в газокапельной взвеси
топлива и воздуха существенно возрастает при уменьшении
размера капель. Установлено также, что присутствие паров топлива
в капельной взвеси способствует распространению пламени,
особенно в случаях крупных капель.
ИСПАРЕНИЕ
При попадании капель топлива в зону горения температура
и концентрация паров вблизи их поверхности малы, и в
начальный период диффузия топлива от капли незначительна

Элементы теории горения 81
[27, 37]. По мере подвода тепла от горячего газа к капле
температура жидкости повышается и диффузия топлива от капли
увеличивается. Температура внутри капли минимальна в ее
центре и возрастает по направлению к поверхности. С течением
времени распределение температуры по объему капли
становится более равномерным и приближается к температуре кипения.
В конце концов достигается стадия, когда все тепло,
подводимое от газа к капле, расходуется на испарение топлива. На
этой стадии температура жидкой капли равна температуре
кипения топлива [37].
Время испарения
Время, необходимое для полного испарения одиночной капли
или монодисперсно№ взвеси капель, определяется как отношение
массы жидкого топлива к массовой скорости его испарения.
Таким образом, согласно работе [36],
B 47)
) '
где ReD = u'D/vT и
Для полидисперсной взвеси уравнение B.47) имеет вид
/ 2 49
h C{Skr In (I + В) A + 0,25Cf 5Re?352) ' ^™>
где С\, С2 и С3— параметры распределения капель по размерам.
В1 камерах сгорания, где топливо распыливается пневмофорсун-
ками и центробежными форсунками с завихрителями, можно
принять Ci = 0,31, С2 = 0,21 и С3 = 0,46 [38].
Из уравнений B.47) и B.49) следует, что te ~ Dn, где п
имеет наибольшее значение, равное 2, в покоящихся смесях
(ReD = 0), и наименьшее, равное 1,5, в сильно турбулизованных
смесях (Re?>^>l). Давление оказывает на te слабое влияние,
так как проявляется только через величину Re^ в знаменателе
уравнений B.47) и B.49). Температура воздуха влияет на te
через параметр массообмена В. Влияние среднего размера
капель топлива, давления газа и его температуры на время
испарения te показано на рис. 2.17. Представленные на графике
величины получены для керосина Jet А при трех значениях
температуры и трех значениях среднего размера капель. Влияние
интенсивности турбулентности иллюстрирует рис. 2.18, на
котором время испарения представлено в безразмерном виде, как
отношение действительного времени испарения к времени
6 Зак. 761

82
Глава 2
испарения в покоящейся смеси. На основании приведенных
данных можно заключить, что увеличение пульсационной скорости не
1
Ira-
70""
-
-
-
-
_
-
I
- ж
ж
1
—
.
То,К
600
800
1000
i i i
D32 ,мкм
700
50
30
¦ I
Ж
-ж
I
ж
I
— ж
---ж
1 111
/о2
ю3
Давление,кПа
W
\0,8
0A
=50mkm,
ur, м/с
0
0,25
0,625
— - 125
X
103
Давление,кПа
Рис. 2.17. Влияние давления, темпера- Рис. 2.18. Влияние пульсационной ско-
туры и среднего заутеровского диа- рости и давления на время испарения
метра капель на время испарения для факела распыленного топлива Jet A
топлива Jet A [43]. [43].
только уменьшает te, но также усиливает зависимость te от
давления.
ЗАДЕРЖКА САМОВОСПЛАМЕНЕНИЯ
Самопроизвольное воспламенение, или самовоспламенение,
представляет собой процесс, при котором в горючей смеси
инициируются химические реакции, ведущие к ускоренному
выделению тепла в отсутствие какого-либо источника воспламенения
типа пламени или искры. В1 камерах сгорания с
предварительным испарением и смешением топлива с воздухом и с бедной
смесью в первичной зоне (такие камеры интенсивно
разрабатываются в настоящее время для перспективных двигателей)
самовоспламенения смеси необходимо избегать любой ценой,
так как оно приведет к повреждению конструкции камеры и к
неприемлемо высокому уровню выброса загрязняющих
атмосферу веществ [39, 40].
Задержка самовоспламенения может быть определена как
промежуток времени между моментом впрыска топлива в
газовую окислительную среду, имеющую высокую температуру, и
моментом появления пламени. Ввиду практической важности ха-

. Элементы теории горения 83
рактерйстик самовоспламенения измерения задержки
самовоспламенения проводились с самыми разнообразными топливами
в широком диапазоне изменения внешних условий и при
использовании различных испытательных установок, включающих
бомбы постоянного объема, устройства быстрого сжатия,
поршневые двигатели, ударные трубы и устройства проточного типа.
Применяемые методы и полученные с их помощью результаты
рассмотрены в обзорных работах [41, 42].
Уже давно признано, что задержка самовоспламенения
является результатом как физических, так и химических
процессов [42]. Для жидких топлив физическая задержка
воспламенения определяется временем, необходимым для нагрева и
испарения капель топлива и для смешения паров топлива с окру-
,жающим воздухом в горючих пропорциях. Химическая задержка
воспламенения представляет собой отрезок времени между
моментом образования горючей смеси и моментом появления
пламени. Таким образом, на начальных стадиях самовоспламенения
доминируют физические процессы, а на заключительных
стадиях — химические.
В работе J43] предложена модель процесса
самопроизвольного воспламенения, которая учитывает как химические, так и
^физические процессы и благодаря этому может применяться и
к гомогенным, и к гетерогенным (в том числе с наличием пара
и капель топлива) смесям. Из модели следует, что для хорошо
распыленных летучих топлив, особенно при низких давлении и
температуре, время испарения топлива пренебрежимо мало по
сравнению со временем химической реакции. Однако доля
времени испарения в общей задержке самовоспламенения быстро
возрастает с повышением давления и температуры, и может
оказаться лимитирующим самовоспламенение в случае некоторых
топлив, характеризующихся низкими скоростями испарения
вследствие их большой вязкости (что приводит к
неудовлетворительному распыливанию) и малой летучести.
Время задержки самовоспламенения определяется как
сумма времен, необходимых для испарения топлива и протекания
химических реакций:
_ Cl9pcpAD\2 {1 - [A - /)/(! - Q)]2/3} 4,66 ¦ 1(Г8 ехр (9160/Гда)
• * "" CfikA In (I + В) (l + 0,25C%25Re^2) + рл/ср
B.50)
где Q — исходная доля паров в общем количестве топлива, а
/ — доля топлива (включающая Q.), которая должна быть
превращена в пар, чтобы стало возможным протекание быстрой
химической реакции. Если величина / неизвестна, ее следует
выбирать таким образом, чтобы произведение f и коэффициента
избытка топлива ф было не менее 0,5. Такой выбор связан с
обычно делаемым предположением, что при ф < 0,5 химические

84
Глава 2
реакции, ведущие к возникновению пламени, практически не
идут.
Уравнение B.50) применимо и к жидким топливам, и ктазо-
образным. В последнем случае первый член в правой части
обращается в нуль.
Следует заметить, что Тт в уравнении B.50)—это не
начальная температура 70, а температура смеси после испарения
топлива и повышения
температуры паров до температуры
смеси Тт. Степень охлаждения
воздуха, в котором испаряются
капли топлива, очевидно,
зависит от коэффициента избытка
топлива и от доли испаренного
топлива. Она не очень велика,
но, поскольку скорости
химических реакций зависят от
температуры экспоненциально,
понижением температуры воздуха
вследствие теплоотдачи
топливу пренебрегать нельзя.
Метод вычисления Тт
описывается в литературе (см.,
например, [42, 43]).
Вычисленные по уравнению
B.50) величины U
свидетельствуют о том, что влияние
скорости испарения пренебрежимо
ю2
Давление, кПа
Рис. 2.19. Зависимость задержки
воспламенения от давления и
температуры [43].
мало при самой низкой из рассмотренных температур F00 К),
но. становится все более значительным с повышением
температуры. Это переменное влияние величины te отражается и на
зависимости U от давления, которая также меняется с
температурой. Если зависимость от давления выразить соотношением
ti со p-wy то максимально возможная величина w оказывается
равной 1,0. Это значение w соответствует газовым смесям и
факелу распыленного жидкого топлива в условиях, когда давление
и/или температура малы и когда инициирование горения
лимитируется исключительно скоростью химических реакций.
Изменение величины w с давлением может быть проиллюстрировано
кривой на рис. 2.19, представляющей U при То = 1000 К. Наклон
этой кривой, соответствующий величине —w, уменьшается с
ростом давления, отражая тем самым уменьшение влияния
кинетики реакций на процесс самовоспламенения
ПРОСКОК ПЛАМЕНИ
Явление проскока пламени свойственно всем устройствам
горения, использующим топливо, перемешанное с воздухом. Меха-

Элементы теории горения 85
низм проскока в бунзеновских горелках детально исследован
в работах [44—46]. Для камер сгорания проскок пламени
можно определить как быструю химическую реакцию,
происходящую в зоне впрыска и сопровождающуюся значительным
выделением тепла, что вызывает распространение пламени от
основной зоны горения вверх против потока.
Различают два типа проскока пламени: 1) проскок,
происходящий в свободном потоке, и 2) проскок, происходящий в
низкоскоростной части потока, — в пограничном слое вдоль
поверхности стабилизатора, различных стоек, опор или тяг и вдоль
стенок смесительного устройства камеры. Механизм проскока
может включать как гомогенные, так и гетерогенные реакции
[39].
Наиболее очевидный механизм проскока в свободном потоке
связан с возникновением возвратных течений в общем потоке
газа через камеру. Эти течения могут быть результатом срыва
потока в компрессоре двигателя, значительных возмущений
потока, вызванных попаданием в двигатель посторонних
предметов, а также результатом вибрационного горения. Проскок
может также возникнуть и при отсутствии возвратных течений,
если скорость распространения турбулентного пламени в
смесительном устройстве превысит местное значение скорости газа.
При использовании бедных смесей в зоне горения происходит
снижение скорости распространения пламени, а остальные
факторы, связанные с улучшением характеристик
термодинамического цикла перспективных двигателей, такие, как высокие
температуры и давления, высокие уровни турбулентности,
протекание в газе предпламенных реакций из-за больших времен
пребывания в высокотемпературных зонах, вызывают увеличение
скорости распространения турбулентного пламени.
Следовательно, скорость пламени может оказаться достаточно большой,
чтобы это вызвало необходимость повышения скоростей в зоне
впрыска и испарения до неприемлемо высокого уровня ради
того, чтобы избежать нежелательных возмущений процессов
горения.
К параметрам, влияющим на проскок пламени в
пограничном слое через заторможенную трением часть потока, относятся
температура стенки, структура пограничного слоя, его толщина,
•уровень турбулентности и распределение температуры газа по
толщине пограничного слоя.
СТЕХИОМЕТРИЯ
Для того чтобы углеводородное топливо сгорело полностью
(т. е. превратилось в двуокись углерода и водяной пар),
требуется значительное количество воздуха. Так как в горении
принимает участие только кислород, составляющий в воздухе 23 %

86 Глава 2
по массе B1 % по объему), стехиометрическое отношение
воздух/топливо может быть вычислено по уравнению реакции.
Например, один моль гептана C7Hi6 требует для полного сгорания
11 молей кислорода:
C7Hi6 + 11О2 = 7СО2 + 8Н2О.
Подставляя соответствующие атомные массы (С ^ 12, Н = 1,
О =16), получаем
100 г + 352 г = 308 г + 144 г.
Таким образом, для полного сгорания 1 г топлива необходимо
3,52 г кислорода, или 3,52-100/23 = 15,3 г воздуха. Отсюда
следует, что для CjHie стехиометрическое отношение
воздух/топливо равно 15,3. Нередко эту величину выражают в обратной
форме, т. е. как стехиометрическое отношение топливо/воздух х.
Для С7Н16 стехиометрическое отношение топливо/воздух хСТех,
равно 1/15,3 = 0,06535. Для керосина Ci2H24 эта величина
составляет 0,0676.
Стехиометрические смеси по определению содержат
достаточно воздуха для завершения горения, так что в хорошо
организованном процессе при хСТех выделяется вся скрытая в топливе
теплота сгорания. Если топливо сжигается при меньших
значениях х, смесь считается бедной. Горение при х > хстех
характеризуется дефицитом кислорода, поэтому горение не
завершается, и частично сгоревшее топливо, преимущественно в виде окиси
углерода и несгоревших углеводородов, покидает зону горения.
При сравнении характеристик горения различных топлис
иногда удобно выражать состав смеси через коэффициент
избытка топлива ф, равный х/хстех. Таким образом, для всех топ-
лив ф = 1 означает стехиометрическую смесь; значения ф < 1
соответствуют бедным смесям, а значения ф > 1 — богатым.
АДИАБАТИЧЕСКАЯ ТЕМПЕРАТУРА ПЛАМЕНИ
д
Температура пламени является, вероятно, наиболее важной
характеристикой горения, поскольку она определяющим
образом влияет на скорость химической реакции. Термин
«температура пламени» может означать как измеренную величину, так и
вычисленную. В последнем случае это обычно адиабатическая
температура пламени, т. е. температура, которой пламя
достигло бы, если бы вся'энергия, высвобождаемая в химической
реакции превращения свежей смеси в продукты сгорания,
полностью расходовалась на нагрев этих продуктов. На практике
тепло из пламени теряется излучением и конвекцией, так что
адиабатическая температура достигается сравнительно редко.
Тем не менее она играет важную роль в определении полноты
сгорания топлива и в тепловых расчетах. В высокотемператур-

Элементы теории горения 87
ных (выше — 1800 К) пламенах происходящая в значительных
масштабах диссоциация продуктов сгорания поглощает много
тепла. Можно было бы ожидать, что сгорание стехиометриче-
ской или бедной смеси при низких температурах даст только
СО2 и Н2О, но при высоких температурах эти вещества сами
по себе нестабильны и частично превращаются в более простые
молекулы, атомы и радикалы: СО, Н2, О, Н, ОН. Энергия,
заключенная в продуктах диссоциации, значительна, и это
приводит к существенному снижению максимальной температуры
пламени.
Явление диссоциации заметно усложняет вычисления
температуры пламени. Так, чтобы вычислить уменьшение
температуры из-за диссоциации, надо знать действительную
температуру пламени, но она как раз и определяется величиной
указанного уменьшения. Поэтому приходится решать большое число
балансных уравнений, что делает вычисления громоздкими;
однако они легко программируются для ЭВМ.
Факторы, влияющие на адиабатическую
температуру пламени
Наиболее важными факторами, влияющими на
адиабатическую температуру пламени, являются величина отношения
топливо/воздух, начальная температура, давление и степень
загрязнения воздуха на входе продуктами сгорания.
Отношение топливо/воздух. Изменение величины
адиабатического подогрева газа в пламени при изменении величины к
показано на рис. 2.20—2.22. Расслоение кривых, относящихся к
разным давлениям, в области составов, близких к стехиометрии,
происходит главным образом из-за влияния диссоциации при
высоких температурах. Кроме того, диссоциация вызывает
небольшое смещение максимума температуры в сторону богатых
смесей; для углеводородов типичным следует считать положение
максимума при ф = 1,10.
Начальная температура. Повышение начальной температуры
воздуха лриводит к повышению температуры пламени. Но, как
видно из рис. 2.23, соответствующий прирост температуры
пламени составляет только половину прироста начальной
температуры [47]. Рис. 2.23 иллюстрирует связь между температурой
пламени и начальной температурой для стехиометрической
смеси. В рассматриваемых условиях диссоциация продуктов
сгорания является существенной. Меньшее по сравнению с
начальной температурой повышение температуры пламени
объясняется тем, что часть энергии топлива остается в продуктах
диссоциации, главным образом в СО и Н2.
Давление. Зависимость температуры пламени от давления
и от начальной температуры важна в инженерном плане,

88
Глава 2
поскольку испытания камер сгорания часто проводятся при
параметрах, отличающихся от натурных. Давление в испытаниях
может быть как ниже, так и выше моделируемого, а темпера-
2000-
1500-
• WOO -
500-
0
T0,K
300
500
750
1000
f 1
P= Ю0кПаAатм)
р-2000кПаB0агпм)
J0
^^^^ "
-
i i i i
0,01
0.02 0,03 0,0k- 0,05 0,06 0,07 0,08
Рис. 2.20. Зависимость адиабатического подогрева газа в пламени от
величины отношения топливо/воздух.
Топливо JP4, низшая теплотворная способность 43,53 МДж/кг.
2000
1500
— Р к 700 кПа Оагпм)
-— Р-2000кПа B0 am)
Рис. 2.21. Зависимость адиабатического подогрева газа в пламени от величины
отношения топливо/воздух.
Топливо JP5, низшая теплотворная способность 43,08 МДж/кг.
тура воздуха на входе в камеру также может быть ниже, чем
в натурном двигателе.
Влияние давления на температуру пламени показано на
рис. 2.24. С ростом давления при неизменной начальной
температуре происходит повышение температуры пламени. Эту зави-

Элементы теории горения
89
симость можно объяснить, анализируя уравнения диссоциации
Н2О и СО2:
1
2 К \^\J "T" ~~ ^-'2»
ti2\J < * Г12 Т—JT" W2,
НЛ ^_ * TJ I ЛЦ
2W '< ^- — О2 ~"Г vJaI
и т. п. Во всех случаях при диссоциации происходит увеличение
суммарного количества молей продуктов реакции. Физика тер-
2000П
7500 -
500'
0
JO0
500 s
750 .
_ WOO. -
/
Г 1
Р = ЮОкПа
-__ Р=2000кПа
. ^
i i i __ \__ i
Aатм) ^^^^^^^^ ~
B0атм) ^^^^ ~ ~~ ^
1 1 1 Г Т
0,01 0,02
003
0,05 0,06 0,07 0,08
Рис. 2.22. Зависимость адиабатического подогрева газа в пламени от
величины отношения топливо/воздух.
Топливо DF-2, низшая теплотворная способность 42,85 МДж/кг.
3000
Ш 600 800 1000 7200
,3000
0,1 0,5 7,0 7,5 2.Q
Давление, МПа
Рис. 2.23. Зависимость температуры Рис. 2.24. Влияние давления на темпе-
пламени стехиометрической смеси от ратуру пламени стехиометрической^
температуры на входе в камеру f47| смеси [47].
Топливо Jet А, Р=2,5 МПа.
модинамического равновесия такова, что повышение давления
вызывает сдвиг реакции в сторону меньшего- числа молей, т. е..

90
Глава 2
уменьшает степень диссоциации. Увеличение содержания
и Н2О в продуктах сгорания означает меньшие потери тепла на
диссоциацию и, следовательно, более высокую температуру
пламени.
Балластирование воздуха продуктами сгорания. Еще одним
важным фактором, влияющим на температуру пламени,
является концентрация кислорода в смеси. Углеводородные топлива
дают более высокую температуру пламени, когда горят в чистом
кислороде (по сравнению со
сгоранием в воздухе). Чем
выше концентрация кислорода,
тем выше максимальная
температура пламени.
В то же время испытания
камер сгорания газотурбинных
двигателей нередко проводят
с использованием воздуха,
балластированного продуктами
сгорания (требуемый высокий
уровень температуры воздуха
на входе в камеру
обеспечивается посредством предвари-
0 20 40 60 80 100
Балластирование, %
Рис. 2.25. Влияние балластирования
воздуха на температуру пламени сте-
хиометрической смеси [47].
тельного сжигания в нем
некоторого количества топлива),
что приводит к аномально
высоким концентрациям в нем
НгО и СОг и к пониженной
концентрации Оз. Другим приме-
ром являются форсажные камеры, горение в которых всегда
происходит с использованием воздуха, балластированного
продуктами сгорания в основной камере двигателя. В обоих случаях
количество топлива, которое могло бы быть сожжено в расчете
на единицу массы смеси, уменьшается из-за меньшего
содержания кислорода в этой сгйеси. Дополнительный эффект, также
понижающий температуру пламени, связан с увеличением
теплоемкости продуктов сгорания вследствие более высокого
содержания в них СО2 и Н2О. На рис. 2.25 показано влияние
балластирования воздуха на температуру пламени стехиометрической
смеси при начальной температуре 900 К и давлении 1 атм. Если
в испытаниях необходимо получить реальную температуру
пламени, то должно быть воспроизведено и действительное
содержание кислорода.
Углеводородные топлива и их молекулярная структура. На
температуру пламени влияют молекулярная структура топлива
и отношение углерода к водороду в нем, так как при этом
меняются низшая теплотворная способность топлива и удельная
теплоемкость продуктов сгорания. В принципе при прочих рав-

Элементы теории горения
91
ных условиях чем больше содержание в топливе водорода, тем
ниже температура пламени. Величины адиабатического
подогрева в пламени для топлив JP5, JP4 и дизельного топлива DF-2
приведены на рис. 2.20—2.22. Графики даны для двух уровней
Отношение
топливо /воздух
0,10
0,08
0,06
0,04
0,02
Воздух
I [ I I I I I I I I I I
200 400 600 800 Ю00 1200 /400 1600 1800 Z000 2200 2400
Т,К
Рис. 2.26. Удельная теплоемкость при постоянном давлении для продуктов
сгорания смеси (СН2)Л с воздухом.
давления, 100 кПа A атм) и 2 МПа B0 атм), и для
начальных температур от 300 до 1000 К. Значения удельной
теплоемкости продуктов сгорания (СН2) «-воздушных смесей приведены
на рис. 2.26 в зависимости от температуры.
ОБОЗНАЧЕНИЯ
Af — площадь поверхности пламени;
В—параметр массообмена;
С — концентрация;
Ccf — фактор соударений;
С\ D2o/Dz2',
С2 — D\o/Dz2',
Ср — удельная теплоемкость при постоянном давлении;
и — диаметр капли топлива;
D32 — средний заутеровский диаметр;
Ао — средний диаметр;
^20 — средний по площади поверхности диаметр;
?>зо~~~ средний по объему диаметр;
d0 — диаметр сопла;
Е — энергия активации;

92 Глава 2
— доля паров в общем количестве топлива;
с — низшая теплота сгорания;
k — коэффицент теплопроводности;
kf — константа скорости прямой реакции;
kr — константа скорости обратной реакции;
L — интегральный масштаб турбулентности;
LT — нижний предел воспламеняемости, процентное
содержание топлива в смеси по объему;
th —- массовый расход;
т — показатель степени при концентрации топлива;
п — порядок реакции;
Р — давление;
р — парциальное давление;
R — газовая постоянная;
Re^ — u'D/va]
Reo32 — u'DZ2/va;
rf — скорость прямой реакции;
rr — скорость обратной реакции;
5 — скорость распространения пламени;
SL -— скорость нормального распространения пламени;
ST — скорость распространения турбулентного пламени;
Г— температура;
Те — температура испарения (кипения);
Tf — температура пламени;
Tt — температура воспламенения;
Тт — температура смеси;
Го—начальная температура;
t — время реакции;
te — время испарения;
ti — задержка воспламенения;
U — скорость;
и' — среднеквадратическое значение пульсационной
скорости;
V — объем зоны горения;
VT — объемная скорость газа;
w — показатель степени в зависимости ti от давления;
х — концентрация реагента, расстояние от сопла вниз по
потоку;
xF -— концентрация топлива;
х0—концентрация кислорода;
а = k/cpp — коэффициент температуропроводности;
6 — толщина зоны реакции;
6/, — толщина ламинарного пламени;
8 — коэффициент диссипации турбулентной энергии;
г] — колмогоровский масштаб турбулентности;
г\с— коэффицент полноты сгорания топлива;
х — отношение топливо/воздух;

Элементы теории горения 93
v — коэффициент кинематической вязкости;
р — плотность;
Ф — коэффициент избытка топлива (эквивалентное
отношение);
Q*— доля топлива, поступающего в зону горения в виде
пара.
Индексы
J* — газ;
А — воздух;
F — топливо;
О — начальное значение.

3
Диффузоры
ВВЕДЕНИЕ
Повышение давления воздуха в ступени осевого компрессора
сильно зависит от величины осевой составляющей скорости
потока. Для получения расчетной степени повышения давления
воздуха при наименьшем числе ступеней компрессора
необходимо, чтобы эта скорость была велика. Во многих авиационных
двигателях скорость воздуха на выходе из компрессора может
достигать 150 м/с, а иногда и большей величины. Сжигание
топлива в потоке воздуха с такой скоростью нецелесообразно не
только ввиду больших трудностей в осуществлении процесса
горения, но и вследствие чрезмерно больших потерь полного
давления. При скорости 150 м/с и повышении температуры газа
в камере сгорания в 2,5 раза потери полного давления
вследствие горения составили бы ~ 20 % прироста давления,
полученного в компрессоре. Таким образом, до начала процесса
горения величину скорости потока воздуха существенно (обычно
примерно в 5 раз) уменьшают, для чего между компрессором и
жаровой трубой камеры сгорания устанавливают диффузор.
Диффузор представляет собой расширяющийся канал, в
котором происходит торможение потока, а уменьшение
скоростного напора сопровождается повышением статического
давления. Эффективность 'этого процесса преобразования энергии
имеет большое значение, так как любые потери в диффузоре
приводят к уменьшению полного давления. Потери в
диффузорах обусловлены трением газа о стенки и отрывом
пограничного слоя (образованием застойной зоны). В длинных
диффузорах с малым углом раскрытия потери давления вследствие
трения газа о стенки велики (рис. 3.1). Такие диффузоры не
применяются ввиду их большой длины (в авиационных двигателях,
где длина имеет первостепенное значение, важно, чтобы
расширение потока происходило на возможно меньшем расстоянии).
С увеличением угла раскрытия диффузора его длина и потери
на трение уменьшаются, но зато становятся существенными
потери, связанные с отрывом потока. Ясно, что при любой
заданной степени расширения проходного сечения диффузора
существует оптимальное значение угла раскрытия, при котором
общие потери давления минимальны. Значение этого угла
обычно находится в интервале от 7 до 12°.

Диффузоры 95
В авиационных двигателях для уменьшения длины
диффузора желательно увеличивать угол его раскрытия до
наибольшей допустимой величины. Таким образом, оптимальная
конструкция диффузора выбирается в результате компромисса
между длиной и потерями давления.
С точки зрения конструктора идеальным является такой
диффузор, в котором требуемое уменьшение скорости потока
достигается на самой малой длине при минимальных потерях
полного давления'и равномерном и устойчивом течении на
выходе из диффузора. В настоящее время имеется достаточное
количество экспериментальных
данных для проектирования
такого диффузора, однако
профиль скорости на его входе
должен быть симметричен и не
слишком неравномерен/ К
сожалению, в большинстве
авиационных двигателей профиль
скорости на выходе из ком-
прессора является неравномер- ' ~~ игол разрытия
ным и несимметричным и, кро- г г
ме ТОГО, заметно изменяется В Рис 3.1. Влияние угла раскрытия
зависимости от высоты и ско- Й^^^^'-^Г-«р»;
рОСТИ ПОЛета. В ЭТИХ УСЛОВИЯХ з —полные потери.
нельзя обеспечить стационар-
устройств возникают различные недостатки в аэродинамике ка-
ность течения, вследствие чего в отсутствие специальных
меры сгорания и, что особенно важно, неравномерность и
нестабильность распределения температуры газа в выходном сечении
камеры. Поэтому должно быть обеспечено однородное и
устойчивое течение на входе в диффузор.
В литературе есть много данных о характеристиках
конических, плоских и кольцевых диффузоров, но следует проявлять
большую осторожность при интерпретации этих данных. К
счастью, почти все наиболее надежные экспериментальные
характеристики собраны в нескольких важных статьях, которые
могут служить основой для обобщений, обеспечивающих
удовлетворительный подход к проектированию диффузора.
Пока не существует универсального и точного метода расчета
характеристик диффузора. Однако разрабатываются полезные
численные процедуры, обеспечивающие, как утверждается [1],
хорошую точность применительно к параболическим течениям.
ФОРМА ДИФФУЗОРА
Форму диффузоров с прямолинейными образующими стенок
"можно характеризовать тремя геометрическими параметрами
(рис. 3.2). Основным параметром, очевидно, является отношение

96
Глава 3
площадей AR на выходе и входе диффузора, поскольку он
непосредственно связан с главной функцией диффузора,
заключающейся в получении заданного уменьшения скорости.
Логически обоснован выбор безразмерной длины диффузора в
качестве другого определяющего параметра, так как в
комбинации с отношением площадей этот параметр определяет
величину градиента давления и, следовательно, развитие
пограничного слоя [2]. В качестве характерной длины обычно
принимают длину стенки L или осевое расстояние N, выраженные в
виде их отношения к ширине входа в диффузор.
Рис. 3.2. Формы диффузоров [2].
а —плоский; б —конический; в—осесимметричный кольцевой с коническим центральным
телом; г—кольцевой с цилиндрическим центральным телом.
Третьим параметром служит угол раскрытия диффузора 20,
который не является независимым, так как связан с двумя
другими параметрами формулой
AR= 1+2-J- sine . C.1)
в случае плоского диффузора и
AR = 1 + 2-^ sin 6 + (-?¦ sin б)
C.2)
в случае конического диффузора.
В работе [2] рекомендуется использовать в качестве
определяющей относительной длины кольцевых диффузоров отноше-

Диффузоры
97
ние L/ARi, где L—среднее значение длины стенок, a A#i —
высота кольцевого канала на входе в диффузор. Тогда выражение
для отношения площадей определяется формулой, которая
сводится к C.2), если отношение внутреннего и наружного
радиусов на входе в диффузор стремится к 0, и к C.1), если
отношение радиусов стремится к 1. Следовательно, рабочие
характеристики диффузоров всех трех типов можно представить,
как это будет показано на рис. 3.13, в одинаковых координатах.
Выражение для отношения площадей в случае кольцевых
диффузоров включает два дополнительных параметра:
отношение радиусов кольцевого канала на входе и угол наклона стенки
[3]:
L smBi + (RilR)smQ .
Г
1 +
(L2/ Л/?2) A - Ri/R0) (sin2 8; - sin2 6O)
1 + Ri/Ro
C.3)
где Rt — внутренний радиус кольцевого входа, Ro — наружный
радиус, A/?i=/?o — Rt — высота кольцевого зазора, 8; — угол
наклона стенки внутреннего тела, 8о — угол наклона стенки
наружного тела диффузора.
РЕЖИМЫ ТЕЧЕНИЯ
Первое систематическое исследование структуры течения в
диффузорах было выполнено в работе [4]. В плоских
диффузорах наблюдались различные режимы течения, сменяющие друг
Рис. 3.3. Режимы течения [4].
друга при постепенном увеличении угла раскрытия диффузора
и при сохранении постоянными условий потока на входе, длины
стенки и высоты самого узкого сечения (горла диффузора). Эти
режимы характеризуются в работе [4] следующим образом:.
7 Зак. 761

98
Глава 3
I. Заметные застойные области отсутствуют, течение
развивается плавно и безотрывно.
II. Существует значительная нестабильная застойная
область, в которой положение, размер и интенсивность отрывного
течения изменяются по времени. Это — режим течения с
большими пульсациями параметров.
III. Появляется полностью развитая застойная область,
занимающая значительную часть диффузора, с циркуляционным
700
, 50
! 60
^-—-
-
I
ж
*^
ш
| 20
h
§ 6
Рис. 3.4. Границы областей режимов
течения в плоских диффузорах [4].
возникновение отрыва и появление
застойной области; —«-образование
значительной застойной области. / — безотрывное
течение; // — значительная нестационарная
застойная область; ///—развитая
двумерная стационарная область; IV — зона
гистерезиса; V — область струйного течения.
I
у^ ^
2 Ч 6 810 20 40 60
1
0,8
6 8 10 20 406050
N/Rj или N/ARj или H/W
Рис. 3.5. Линии возникновения
отрыва потока.
/ — кольцевой диффузор с одинаковыми
углами наклона стенок; 2 — плоский
диффузор; 3 — кольцевой диффузор с
цилиндрическим центральным телом; 4 — конический
диффузор.
течением в зоне треугольной формы от выхода до сечения,
близкого к горлу диффузора. Основной поток, направленный вдоль
одной из стенок диффузора, является стационарным и
сравнительно плавным.
IV. Образуется струйное течение с отрывами от
противоположных стенок диффузора. Отрывы начинаются чуть дальше
горла и не присоединяются к стенкам внутри диффузора. Этот
режим течения возникает лишь при больших углах раскрытия
диффузора.
Указанные выше четыре режима схематично представлены
на рис. 3.3. Области их существования изображены на рис. 3.4
в координатах угол раскрытия — характеристическая длина.
Следует отметить, что приведенные на рис. 3.4 данные справед-
ли! ы лишь в идеализированных условиях течения при
равномерном профиле скорости с тонким пограничным слоем на входе
в диффузор.

Диффузоры 99
Свойства застойных областей в кольцевых диффузорах
исследовались в работе [3] методом шелковинок. На рис. 3.5
сравниваются условия возникновения отрыва потока,
полученные в этих диффузорах, с аналогичными условиями для
конических [5] и плоских диффузоров [6]. Наилучшие рабочие
характеристики конических диффузоров объясняются тем, что
отрыв течения в них затягивается, поскольку отсутствуют
угловые точки на стенках [5]. Из рис. 3.5 также видно, что
застойные области в кольцевых диффузорах могут существовать при
ivfeHee жестких геометрических характеристиках, чем в
конических диффузорах.
КРИТЕРИИ ЭФФЕКТИВНОСТИ
Назначение диффузора состоит в уменьшении скорости и
преобразовании части кинетической энергии (скоростного
напора) потока в прирост статического давления, как это
схематически показано на рис. 3.6. Для оценки эффективности этого
дифф
Рис. 3 6. Преобразование энергии в диффузоре.
преобразования необходимо дать определение величины
располагаемого динамического давления. Обычно оно определяется
по величине средней скорости пу которая находится
непосредственно из уравнения неразрывности
п = т/рА. C.4)
Тогда динамическое давление в потоке несжимаемой жидкости
равно
q = рй2/2, C.5)
а в случае сжимаемой жидкости
q = P-p. C.6)
Потери, давления в диффузоре определяются выражением
А^дифф = Р1-Р2, C.7)
7*

100 Глава 3
где величина ДРдифф включает в себя как потери внутренней
энергии, так и влияние различия скоростей во входном и
выходном сечениях диффузора. Величины Р\ и Рг равны
Pl=Pl + Pl-y И Р2 = Р2 + Р2^--
Подстановка этих значений в формулу C.7) для несжимаемой
жидкости дает
Поскольку из уравнения неразрывности следует, что т=рА iui =
= pA2U2, то
«2=="^4Г = Ж- C-9)
При подстановке этого выражения в формулу C.9) получается
Р2 — Р\ ="у" (l — д^
или
Р2 - Pi = Чх A - -щг) - АРдифф. (ЗЛО)
Это соотношение может быть использовано для вывода
нескольких важных параметров, характеризующих эффективность
расширения потока.
Коэффициент восстановления давления
Коэффициент восстановления давления Ср выражается
формулой
Ср = -^^. C.11)
Общий коэффициент полезного действия
Эта величина, обозначаемая через г\, равна отношению
действительного увеличения статического давления к максимально
достижимому теоретическому (идеальному) значению, т. е.
"Л == ^р изм/^р ид
ИЛИ
П = (р2 — pO/qn (I — 1/AR2). C.12)
Таким образом, величина ц связана с величиной Ср формулой
ц==Ср/A-ЦАЯ2). (ЗЛЗ)

Диффузоры 101
Ради упрощения расчетов величина т| вычисляется при
нереалистичном предположении о равномерных распределениях
•скорости на входе и выходе диффузора [7] и поэтому не имеет
большого физического смысла и не является мерой эффектив-
лости работы диффузора.
Коэффициент потерь давления
Эта величина определяется формулой
' Л = 1 - (р2 - Pi)lqx(\ - 1/AR2). C.14)
Если в C.14) подставить выражение для ръ— Р\ из формулы
•*.C.10), то можно получить
C.15)
или
C.16)
Коэффициент потерь X является удобной на практике
характеристикой эффективности диффузора, так как позволяет
выразить потери полного давления в безразмерном виде как
функцию легко определяемых величин. Более того, он просто связан
с коэффициентом восстановления давления и величиной
коэффициента полезного действия:
Я = 1 - т) = 1 -Ср/A - 1/AR2). C.17)
Для диффузоров с плавными стенками типичное значение X
равно 0,30, а для диффузоров с внезапным расширением и
трубчато-кольцевых к = 0,45.
РАБОЧИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ДИФФУЗОРОВ
В настоящее время не существует удовлетворительного
метода расчета рабочих характеристик диффузора с
произвольными формой канала и свойствами потока на входе. На
практике это означает, что конструктор обычно использует
результаты испытаний на моделях, соответствующих данному типу
диффузора. Однако существует один важный класс
диффузоров, которые можно рассчитывать с удовлетворительной
точностью и который в работе [8] назван «классом А». Этот класс
характеризуется следующими свойствами:
1) поток является дозвуковым, но жидкость не обязательно
несжимаема;
2) число Рейнольдса на входе превышает 2,5-104, и поэтому
отсутствуют проблемы, связанные с переходом от ламинарного
течения к турбулентному;
3) профиль скорости на входе симметричен;

102
Глава 3
4) поток внутри диффузора не имеет области застоя;
5) поток внутри диффузора состоит из потенциального ядра,
окруженного снаружи турбулентным пограничным слоем;
6) сам диффузор симметричен и не имеет поворотов;
7) диффузор может быть плоским, коническим или
кольцевым.
Конические диффузоры
Большинство исследований конических диффузоров
рассмотрено в обзоре [5]. Данные об их характеристиках приводятся
на рис. 3.7 в виде зависимостей коэффициента восстановления
?*,0
2,0
0,25
/
'К
-0,2
,/
'А
/
с*
у/
@,8
10 20
Рис. 3.7. Характеристики конических Рис. 3.8. Характеристики конических
диффузоров [б]. диффузоров, В\ = 0,02 [2].
линия максимальных значений
коэффициента восстановления давления.
давления Ср от отношения площадей AR и безразмерной длины
N/Ri. Видно, что линия максимальной эффективности
диффузоров располагается ниже линии, которой соответствует
появление застойной области. Таким образом, конический диффузор,
спроектированный так, чтобы его эффективность была
максимальной, не имеет значительной области застоя потока.
Диаграмма характеристик конических диффузоров,
показанная на рис. 3.8, построена в работе [2] по экспериментальным
данным [9]. Здесь также изображены линии максимальных
значений коэффициента восстановления давления на плоскости с
координатами AR и N/R\ при одном значении толщины
пограничного слоя на входе.
На рис. 3.8 нанесены также две линии, полезные для
проектирования диффузора. Одна из них (линия С*) является геоме-

Диффузоры
103
Jd
t
трическим местом точек, определяющим значения отношения
площадей AR при максимальном восстановлении давления и
при данном значении безразмерной длины; другая (линия
Ср*)„—- геометрическим местом точек, определяющим
безразмерную длину диффузора при максимальном восстановлении
давления и заданном значении отношения площадей. Угол
раскрытия диффузора изменяется вдоль линии С*, но остается близким
к 7° вдоль всей линии С**.
- Плоские диффузоры
Характеристики плоских диффузоров типа показанного на
рис. 3.9 интенсивно изучались на факультете инженерной
механики Стенфордского
университета. В рамках продолжительной
программы исследований была
проведена серия испытаний плоских
диффузоров с углами раскрытия,
изменяющимися от 5 до 30°, при
соответствующих изменениях
величины N/Wi от 1,5 до 25 [6]. На рис.
3.10 показаны кривые общего
коэффициента полезного действия в
зависимости от отношения площадей и
безразмерной длины при значении Рис 3.9. Плоский диффузор [61
толщины вытеснения 28*/Wu равном
0,015 (т. е. при степени вытеснения потока на входе, равной
1,5%). Аналогичные графики, построенные при других
условиях входа потока, указывают на снижение эффективности
работы диффузора с ростом толщины пограничного слоя на входе.
Анализ данных работы [6] показывает [2], что
расположение линии С*р остается неизменным и независимым от степени
вытеснения потока на входе. Это показано на рис. 3.11, где
видно, что геометрическое место точек для AR при наибольшем
восстановлении давления на заданной длине хорошо
описывается одной прямой линией. Этот результат означает, что, хотя
толщина вытеснения пограничного слоя на входе в диффузор
влияет на восстановление давления, оптимальная форма
диффузора может быть выбрана независимо от характеристик
пограничного слоя на входе в широком диапазоне изменения
отношения площадей.
Кольцевые диффузоры
Диффузоры кольцевой формы широко используются в
газотурбинных двигателях. Изучению их характеристик посвящены
работы [2, 3, 10—12].

104
Глава 3
26,#/JV,
¦ 0,007
" • 0.015
а 0,030
о 0.050
У
г*
./1
d
20
12 5 10 20 40
NtW%
Рис. 3.11. Геометрические
характеристики оптимальных плоских
диффузоров при различных значениях
толщины пограничного слоя [2].
Рис. 3.10. Характеристики плоских
диффузоров, ?i = 0,015 [6].
экстраполированные участки кривых»
Рис. 3.12. Характеристики кольцевых диффузоров при степени вытеснения
потока на входе, равной 2 % [2].

Диффузоры
105
В работе [2] проведены испытания более 100 диффузоров,
у которых отношения радиусов кольцевого входа изменялись в
диапазоне от 0,55 до 0,70. Испытания производились при числе
Маха на входе, меньшем 0,30, числах Рейнольдса от 4,8-105 до
8,5-105 и одном профиле скорости на входе. По этим данным
построены линии постоянных значений ц (рис. 3.12) при
степени вытеснения на входе, равной 2%. Установлено [2], что
оптимальная форма кольцевых диффузоров определяется
главным образом величинами отношения площадей и безразмерной
дл-йны стенки. Таким образом, при фиксированной длине стенки
оптимальная форма диффузора соответствует определенной
величине отношения площадей, которая фактически не зависит от
.комбинации значений углов стенок и отношения радиусов входа.
Это обстоятельство, очевидно, облегчает выбор формы
кольцевого диффузора.
Сопоставление диффузоров
различных типов
Путем обобщения имеющихся данных для конических и
плоских диффузоров по длине стенки была построена диаграмма
оптимальных значений
коэффициента восстановления
давления для трех основных типов
диффузоров [2]. Эта
диаграмма показана на рис. 3.13. Из
относительно близкого
расположения этих линий можно
сделать вывод о том, что такие
общие геометрические
характеристики, как отношение
площадей и безразмерная длина,
являются главными факторами,
которые определяют
оптимальную форму диффузора
независимо от его типа.
5,0
^ 2,о
0.5
0,5 1 2 5 10
L /Д г? или L /lA/,
Рис. 3.13. Оптимальные рабочие
характеристики диффузоров различных
типов [2].
кольцевой; плоский;
([конический.
С
w
ТА,
4
ЗАВИСИМОСТЬ РАБОЧИХ ХАРАКТЕРИСТИК ДИФФУЗОРОВ
ОТ УСЛОВИЙ ТЕЧЕНИЯ НА ВХОДЕ
Еще в ранних исследованиях диффузоров было установлено,
что условия течения на входе оказывают существенное влияние
на последующее его развитие в диффузоре. В 1911 г.
обнаружена зависимость эффективности работы диффузора от длины
прямого участка трубы, устанавливаемой перед его входом
[13]. В работе [14] отмечено также некоторое влияние условий
лотока на входе на характеристики диффузора. Впоследствии

106
Глава
авторы статьи [15] приписали это влияние эффекту утолщения
пограничного слоя в трубе, а другие исследователи подтвердили,
что толщина пограничного слоя является определяющий
параметром. Способ создания пограничного слоя на входе, а также
значение числа Рейнольдса и характеристики турбулентности на
входе оказывают значительное влияние. Следовательно,
толщина пограничного слоя не является единственным влияющим
параметром. Тем не менее часто используются только величины,
характеризующие толщину пограничного слоя [7].
Число Рейнольдса
Влияние числа Рейнольдса наиболее заметно в случаях*.
когда пограничный слой ни входе в диффузор не полностью
развит. При этом с увеличением числа Рейнольдса
характеристики диффузора улучшаются вследствие уменьшения толщины
пограничного слоя. При числах
Рейнольдса, превышающих
величину 8-Ю4, коэффициент
восстановления давления в
диффузоре и режим течения не
зависят от числа Рейнольдса [5]
(рис. 3.14).
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
О
20
40 60
ReX 10"
80
100
Рис. 3.14. Зависимость коэффициента
Число Маха
Обычно восстановление
давления не зависит от числа Ма-
восстановления давления для кониче- ха еСЛИ ОНО меньше 0,25 [16].
снка7х0^ФФУ30Ра°ТЧИСЛаРеинольдса В диапазоне 0,25 < М к 0,6
возможно некоторое
улучшение характеристик, так как восстановление давления
происходит в основном вблизи входа, благодаря чему обеспечивается
более плавное изменение характеристик потока в остальной
части диффузора. Однако при М > 0,6 градиент давления во
входной части диффузора со стенкой, имеющей прямую
образующую, становится чрезмерно большим, и характеристики
диффузора начинают ухудшаться. При М « 0,7 может возникнуть
большая отрывная зона, что приводит к резкому ухудшению
характеристик [17]. Такое явление иногда ошибочно называют
«запиранием».
Турбулентность
Влияние турбулентности входящего потока на режимы
течения в плоских диффузорах исследовано в работе [18]. Была
обнаружено, что ее влияние на границу возникновения застой-

Диффузоры
107
ной области несущественно, но значение угла раскрытия
диффузора, при котором застойная область полностью развита,
с ростом интенсивности турбу- J00
лентности сильно увеличивает- 200
сп (рис. 3.15).
Крутка потока
Поток на выходе из комп-
рессрра обычно немного
закручен,' что, как правило,
оказывает вредное влияние на
структуру течения и рабочие
характеристики диффузора, хотя
имеется предположение, что в
диффузорах с большими
углами раскрытия крутка иногда
может предотвратить отрыв по-
80
ъ 60
§ U0
ю
и
—
- —
с
-с/
\ь
}а
Ж
Ш
Ж
Ж
1
8 16 25
L/Щ
Рис. 3.15. Области режимов течения в
сильно турбулизованный поток на
входе; слабо турбулизованный поток на
входе; / — безотрывное течение; // —
значительная нестационарная застойная область;
/// — развитая двумерная стационарная
застойная область; IV — зона гистерезиса;
V — область струйного течения.
тока и оказаться полезной [19]. плоском диффузоре* [18].
Крутку также можно
использовать для улучшения
неудовлетворительного
распределения скорости потока на входе
в диффузор. Подробные
данные о влиянии крутки содержатся в теоретическом и
экспериментальном исследовании [19].
Толщина пограничного слоя на входе
Если угол раскрытия диффузора непрерывно увеличивается,
то градиент давления также возрастает до тех пор, пока в
некоторой точке на стенке не произойдет отрыв пограничного слоя.
Следовательно, толщина пограничного слоя на входе в
диффузор оказывает сильное влияние на эффективность работы
диффузора, и поэтому эта величина часто выбирается
исследователями в качестве главного параметра. Так, установлено, что
максимальное значение коэффициента восстановления давления
прямоугольных и конических диффузоров выражается
следующей формулой [20, 21]:
С;=1~" (AW0'434' (ЗЛ8)
где б* — толщина вытеснения пограничного слоя на входе в
диффузор.
ПАРАМЕТРЫ НЕРАВНОМЕРНОСТИ ПРОФИЛЯ СКОРОСТИ
Предложены различные методы анализа течений в
диффузорах, которые основываются на теории потенциальных течений,
решении уравнений движения вязкой жидкости либо на маршевом

108 Глава 3
решении уравнений пограничного слоя, определяющем рост
пограничного слоя в потоке с положительным градиентом
давления. Обзор этих методов содержится в работе [7].
Приближение пограничного слоя, как отмечалось выше, может дать
наилучшее согласие с экспериментом в тех случаях, когда
пограничный слой на входе в диффузор тонок, т. е. при б* < 0,004А^,.
и становится менее удовлетворительным при его утолщении-
Ввиду такого ограничения метода расчета и его сложности в
работе [2] был предложен эмпирический метод, который
считается достаточно удовлетворительным для большинства
практических задач.
Степень стеснения потока
Предполагается, что максимальные величины скорости на
входе и выходе диффузора можно связать друг с другом,
используя понятия геометрической, эффективной и затененной
площадей. Эффективная площадь поперечного сечения Аэфф
определяется как такая площадь, через которую мог бы пройти
данный расход жидкости, если бы профиль скорости в
поперечном сечении потока был равномерен, а скорость равна ее
максимальному значению. Если скорость постоянна по всему
поперечному сечению, то эффективная площадь совпадает с
геометрической. Если же действительный профиль скорости не
равномерен, то эффективная площадь меньше геометрической.
Затененная площадь Ав определяется как разность геометрической
и эффективной площадей. Эффективную и затененную площади
можно представить как доли геометрической площади А
следующим образом:
C.19)
C.20>
Е=\-В. C.21)
Если использовать обозначения и и й для величин средне-
массовой и максимальной скоростей соответственно, то
распределение скорости в любом сечении диффузора можно
охарактеризовать профилем, показанным на рис. 3.16. Массовый расход
через какое-либо сечение равен
. C.22)
Следовательно,
Е = п/й. C.23>
Соотношения C.22) и C.23) показывают, что параметр
профиля скорости Е можно определить без длительных измерений,,
если известны величины массового расхода и максимальной ско-

Диффузоры
109
рости в данном сечении. Соотношение C.23) вместе с
уравнением неразрывности дает следующий результат:
Ei/E2
й2
AR
C.24)
Таким образом, максимальные значения скоростей на входе и
выходе диффузора можно выразить через соответствующие
значения геометрических и эффективных площадей. Полное давле-
Рис. 3.16. Замена действительного профиля скорости эквивалентным
прямоугольным профилем [2].
а — действительный профиль; б—эквивалентный профиль.
ние в точке максимума скорости в любом поперечном сечении
потока равно
P = p + q. C.25)
Если статическое давление в каждом поперечном сечении потока
постоянно, то рост давления вдоль линии, проходящей через
точки максимумов скоростей, будет таким же, как и для
диффузора в целом, т. е.
2 — у2 ~Т~ 42 — Pi i ^рЧ\ I Ч2Ш V<5.ZOJ
Выражения C.24) и C.26) с учетом определений величин
коэффициента восстановления давления Ср и полного КПД дают
следующие формулы для расчета доли эффективной площади в
выходном сечении:
AR2A -
C.27)
или
?2=t1 + AR21A~t1)- C'28)
После нахождения величины Е2 остальные характеристики
течения на выходе диффузора легко определяются из выражений
C.24) и C.26).

110 Глава 3
Коэффициент кинетической энергии профиля скорости
Эта , величина, обозначаемая через а, представляет собой
отношение среднемассового значения скоростного напора к
скоростному напору, соответствующему средней скорости,
вычисляемой из массового расхода в предположении одномерности
течения, т. е.
а = J 1 и*ри Aа/\ п2т. C.29)
Величина а изменяется от значения 1,0 для равномерного
течения до значения, приблизительно равного 2,0 для потока
вблизи точки отрыва. В случае полностью развитого
турбулентного течения в круговой цилиндрической трубе эта величина
равна примерно 1,05.
Коэффициент кинетической энергии можно использовать для
преобразования, соотношения C.7) к виду
Р\ + «1?1 =Р2 + «2?2 + Д^дифф- C.30)
Тогда соответствующие параметры эффективности работы
диффузора примут вид
(ЗЛ7а)
УПРАВЛЕНИЕ ТЕЧЕНИЕМ
Установлено [20], что максимальное значение коэффициента
восстановления давления не зависит от угла раскрытия
диффузора. Таким образом, диффузоры одинаковой длины с углами
раскрытия 10 и 40° будут иметь одно и то же максимальное
значение Ср, если обеспечено безотрывное течение [7].
Существует много способов предотвращения отрыва потока от стенки
и повышения равномерности течения в диффузоре при всех
режимах работы. Здесь будут упомянуты лишь устройства,
имеющие прямое отношение к газотурбинным двигателям. Более
полное и детальное изложение этого вопроса можно найти в
обзорах [7,22].
Разделительные лопатки
Короткие разделительные лопатки, располагаемые вблизи
входа диффузора, успешно применялись в работе [23]. Эти
лопатки (рис. 3.17) устанавливались симметрично относительно

Диффузоры
оси диффузора, а их длина и направление выбирались такими,
чтобы характеристики течения в каждом канале, образованном
лопатками, были близки к границе возникновения первой
застойной области. Разделительные лопатки позволили получить
почти оптимальное значение
коэффициента восстановления
давления при безотрывном
течении в диффузорах с общим
углом раскрытия до 42°. Кроме
того, было обнаружено, что
лопатки улучшают профиль
скорости на выходе диффузора,
делая его более равномерным.
"Последующие испытания
диффузоров с тремя лопатками
показали возможность получения
удовлетворительных характеристик
50° [22].
Рис. 3.17. Диффузор с
разделительными лопатками.
при значениях углов до
Генераторы вихрей
Устройства такого рода служат для предотвращения или
затягивания наступления отрыва потока путем увеличения
кинетической энергии течения в пограничном слое. Генераторы
вихрей обычно представляют собой тонкие металлические полосы
Рис. 3.18. Влияние генератора вихрей на профиль скоростей потока.
(ребра), выступающие в поток со стенки. Как показано на
рис. 3.18, их действие состоит в увеличении переноса количества
движения от основного потока в пограничный слой.
Сведений для выбора оптимальных размеров и мест
расположения генераторов вихрей очень мало, поскольку их применение
первоначально не планируется, а используются они в случае
возникновения затруднений в доводке диффузоров. При этом
оптимальное число, размер и расположение генераторов вихрей
обычно определяются путем подбора при испытаниях диффузора
или его модели на стенде с визуализацией потока. Особенно
тщательно подбирается высота генераторов, чтобы, обеспечивая
достаточный перенос количества движения, они тем не менее
не вызывали отрыва.

112 Глава 3
Обнаружено [24, 25], что генераторы вихрей в
криволинейных диффузорах приводят к уменьшению потерь давления и
улучшению профиля скорости на выходе.
Управление пограничным слоем посредством отсоса
Прандтль впервые предложил использовать отсос
пограничного слоя для уменьшения его толщины в качестве средства
предотвращения отрыва потока в диффузорах с большими
углами раскрытия, а в работе [26] эта идея была успешно
реализована. Было показано, что в плоских диффузорах с углами
раскрытия 15 и 30° можно вдвое уменьшить потери давления
при отсосе через щель на стенке от 4 до 10 % расхода массы
основного потока. Обнаружено [27], что при отсосе 4%
расхода воздуха в плоском диффузоре с углом раскрытия 35°
потери давления могут'быть уменьшены до такого же уровня, как
в обычном диффузоре с углом 12°.
Щели для отсоса воздуха лучше всего было бы располагать
непосредственно перед ожидаемой точкой отрыва потока.
Однако так как положение точки отрыва изменяется с изменением
условий течения на входе в диффузор, щели обычно
располагают у входа. Испытания конических диффузоров с таким
расположением щелей [28] показали, что поток устойчив, а
коэффициент восстановления давления высок при углах раскрытия
до 30°.
В работах [29, 30] изучалось течение в трубе кругового
сечения с внезапным расширением при отсосе через кольцевой
зазор непосредственно перед уступом. Было обнаружено, что
увеличение расхода отсасываемого воздуха выше некоторой
пороговой величины приводит к резкому расширению потока до
большого диаметра. Если полная длина диффузора меньше
некоторой предельной величины для данной степени расширения,
то такое устройство обеспечивает более высокое восстановление
давления, чем в обычных конических диффузорах.
Управление пограничным слоем посредством вихря
Другой способ быстрого и эффективного расширения потока
в диффузоре путем отсоса пограничного слоя в сечении
внезапного расширения подробно изучен в работе [31].
Конструктивная схема диффузора показана на рис. 3.19. Однако суть
механизма управления потоком при помощи вихря еще не
полностью выяснена. В работе [31] предложен механизм процесса
расширения потока (рис. 3.20). Установлено [32], что отсос
уменьшает давление в вихревой камере по сравнению с
давлением в основном потоке так, что поток /, засасываемый в вихрь,
сильно ускоряется. В то же время поток //, остающийся в диф-

Диффузоры
113
фузоре, сильно замедляется. Разность скоростей между этими
потоками создает сдвиговый слой, что приводит к турбулизации
потока и ликвидации зоны отрыва.
Как показали эксперименты, расширение потока в этом
случае происходит на весьма малой длине, а эффективность этого
Вихрь типа Коанда
Рис. 3.20. Гидродинамический
механизм управления вихрем [32].
Рис. 3.19. Трубчатый диффузор,
управляемый с помощью вихря [31].
/ — отсос воздуха; 2— перегородка; 3-вихрь;
4 — первичная труба; 5 — вторичная труба.
процесса близка к идеальной, что, очевидно, представляет
интерес в авиационных приложениях. Проведенные испытания
показали также, что этот способ управления пригоден для
конических, кольцевых и плоских диффузоров. Расход отсасываемого
воздуха зависит, главным образом, от отношения площадей
входного и выходного сечений диффузора. В диффузорах камер
сгорания обычно достаточно отсасывать около 4 % расхода
воздуха основного потока. Часто такая величина приемлема,
поскольку отсасываемый воздух может быть использован для
охлаждения лопаток турбины без дополнительных потерь в
экономичности двигателя. Как и в большинстве других
диффузоров, при этом возможны условия, когда течение может стать
неустойчивым. В работе [33] показано, что, действительно,
с увеличением отношения площадей выше оптимального
значения возникает неустойчивость потока. Для величины
оптимального отношения площадей диффузора получено эмпирическое
соотношение, связывающее ее с величинами коэффициента
восстановления давления и расхода отсасываемого воздуха при
заданной степени неравномерности профиля скорости на входе
в диффузор. В большинстве авиационных приложений
отношение площадей, равное 2, является достаточно большим. Тем не
менее, оказалось возможным получить высокое восстановление
давления в кольцевых диффузорах даже при отношении пло-
8 Зак. 761

114
Глава 3
щадей, равном 5, если допустить некоторую неравномерность
профиля скорости на выходе диффузора [34—36].
Ряд вопросов проектирования диффузоров, управляемых
вихрем, еще не решен; например, не ясны принципы выбора
размеров перегородки, подпирающей вихрь, и щелей для отсоса
воздуха. Кроме того, необходимо дальнейшее изучение с целью
определения оптимального соотношения между длиной
диффузора и расходом отсасываемого воздуха и их влияния на
величины статического давления, потери полного давления и
устойчивость потока на выходе. Тем не менее применение таких
диффузоров в газотурбинных двигателях, особенно
высокотемпературных, когда из камеры сгорания требуется отбирать
воздух для охлаждения горячих секций двигателя ниже по потоку,
выглядит многообещающим. Так, при этом можно значительно
уменьшить длину и массу двигателя и увеличить
располагаемый перепад давления на жаровой трубе, что благоприятно
сказывается на характеристиках камеры сгорания.
Гибридные диффузоры
Можно значительно уменьшить расход воздуха,
отсасываемого из диффузора, управляемого вихрем, путем создания
Отсос
воздуха
0,8
0,1
0,6
0,5
Ч),4
0,3
0,2
OJ
Отсос
воздуха X
2
7
О
Рис. 3.21. Гибридный диффузор [32].
1 — турбулентный сдвиговый слой; 2—>обыч-
ный диффузор с большим углом раскрытия;
3 — диффузор, управляемый с помощью
вихря.
L/R,
Рис. 3.22. Сравнение характеристик
гибридного и обычного диффузоров
[32].
-гибридный диффузор, ARo6u;=2,0;
AR
вихр
AR=2,0.
='1,2; обычный диффузор»
плавно расширяющихся участков на его входе или выходе.
Продемонстрирована успешная работа гибридных систем [33, 34,
35, 37]. Пример гибридного диффузора, предложенного в ра-

Диффузоры 115
боте [32], показан на рис. 3.21. В этой конструкции
управляемое вихрем расширение потока за уступом представляет собой
небольшую часть всего расширения, и поэтому достаточен очень
слабый отсос. Образующийся за уступом турбулентный
пограничный слой способствует затягиванию отрыва от стенок
расширяющейся секции диффузора, обеспечивающей большую
часть увеличения площади поперечного сечения. На рис. 3.22
показаны результаты измерений коэффициента восстановления
давления в диффузоре с АИобщ = 2,0 при Мвх = 0,25. На этом
рисунке также приведены данные, относящиеся к обычному
коническому диффузору с тем же отношением площадей. Видно,
что гибридный диффузор обладает лучшей характеристикой.
Замечательной особенностью гибридного диффузора яв-
лй'ется то, что он дает более высокое, чем обычно, значение
коэффициента восстановления давления даже без отсоса
(рис. 3.22). Таким образом, гибридная конструкция диффузора
позволяет либо получить коэффициент восстановления
давления на 25 % больший, чем в обычном диффузоре той же длины,
либо значительно уменьшить длину при том же коэффициенте
восстановления давления. Например, Ср = 0,52 достигается в
гибридном диффузоре с относительной длиной, равной 1,0, а в
обычном диффузоре — 2,0.
КОНСТРУИРОВАНИЕ ДИФФУЗОРОВ
Плавные диффузоры
Требования, обусловливаемые общей схемой двигателя,
и обычные ограничения объема вынуждают при проектировании
камер сгорания авиационных ГТД применять диффузоры
сложной формы. Во многих прямоточных камерах сгорания
используются диффузоры аэродинамического, или плавного, типа,
основное назначение которых состоит в получении постепенного
уменьшения скорости потока без образования зон отрыва и при
минимальных потерях давления. Пример такого диффузора
показан на рис. 3.23. Видно, что непосредственно за
компрессором имеется секция с постоянным проходным сечением для
успокоения потока. Ее роль состоит отчасти в том, чтобы
уменьшить влияние аэродинамических возмущений в диффузоре на
работу компрессора, а главным образом в том, чтобы
обеспечить диссипацию следов за лопатками компрессора и
спрямляющего аппарата. Процессы на успокоительном участке еще не
полностью ясны, однако экспериментами установлено, что его
длина должна быть равна удвоенной ширине хорды лопатки
компрессора или спрямляющего аппарата.
В диффузоре имеются три отдельные области торможения.
Первая область расположена вблизи выхода из компрессора
8*

116
Глава
и предназначена для предварительного уменьшения скорости
перед воздухозаборником. Вблизи воздухозаборника большая
часть потока воздуха изменяет направление движения и
попадает в наружный и внутренний кольцевые каналы. Важно,
чтобы это изменение направления движения потока
происходило с постоянной скоростью во избежание отрыва у входа
в воздухозаборник. Полезно некоторое скругление кромок
воздухозаборника, особенно если профиль скорости на выходе из
компрессора зависит от режима работы двигателя. При этом
следует избегать резких местных изменений угла входа потока,.
Рис. 3.23. Кольцевой плавный диффузор.
/ — успокоительный участок; 2 — области торможения потока; 3 — воздухозаборник.
вызывающих его отрыв. За сечением разделения потока
расположена вторая область торможения. Из нее поток поступает
в криволинейный участок с постоянной скоростью течения,
а затем в третью область торможения в кольцевом пространстве
между жаровой трубой и корпусом камеры сгорания. За этой
областью дальнейшее торможение потока происходит в
результате втекания воздуха в жаровую трубу. Необходимо, чтобы
течение в области торможения было безотрывным, т. е.
соответствовало значениям параметров на диаграмме режимов ниже
линии а—а (рис. 3.7, 3.10 и 3.12). Потери давления на каждом
участке диффузора можно рассчитывать при помощи диаграмм,
полученных в работах [2—8, 21, 22, 38] и показанных на
рис. 3.7, 3.10 и 3.12.
Диффузор с плавным контуром имеет большое число диффу-
зорных участков с весьма малыми высотами проходных
сечений. По этой причине размеры указанных участков, а
следовательно, и эффективные значения отношения площадей особенно
подвержены изменениям, 'происходящим при изготовлении
камер, при отличающихся термических расширениях жаровой
трубы и корпуса, а также при термических деформациях камеры
на различных режимах работы двигателя. Другим недостатком
плавного диффузора является большая чувствительность
распределения воздуха между внутренним и наружным
кольцевыми каналами к изменениям профиля скорости на входе в диф-

Диффузоры 117
фузор, от чего в свою очередь зависит распределение подачи
воздуха через стенки жаровой трубы. Этот эффект несуществен
при малой скорости потока на входе, поскольку скоростной
напор составляет столь малую долю полного давления, что
распределение расхода воздуха определяется падением
статического давления вдоль камеры сгорания. В результате картина
течения остается не зависящей от изменений профиля скорости
на входе. При высокой скорости потока на входе значительную
часть полного давления составляет скоростной напор, и падение
статического давления в камере сгорания соответственно
уменьшается. При этих условиях распределение скоростного напора
на входе контролирует распределение расходов воздуха по
длине камеры сгорания. В случаях плоского или симметричного
профилей скорости это не приводит к особым трудностям, так
как увеличение скорости потока лишь соответственно
увеличивает потери давления в диффузоре. Однако на самом деле
увеличение скорости на выходе из компрессора почти всегда
сопровождается таким искажением профиля скорости, что
сбалансированное распределение воздуха по жаровой трубе становится
по существу невозможным. Сбалансированность
аэродинамической картины течения в жаровой трубе означает симметрию
потоков массы противоположных струй воздуха, глубины их
проникновения и количества движения. Если профиль скорости
на входе в камеру сгорания равномерен, то можно добиться
симметрии всех трех этих характеристик. Для неравномерных
профилей, у которых максимум скорости смещен к наружной
или внутренней стенке диффузора, только две из указанных
характеристик можно сделать симметричными. Путем
соответствующих изменений площадей проходных сечений и отверстий
в жаровой трубе конструктор может обеспечить симметрию
выбранной пары величин, но картина течения в целом все же
останется несбалансированной.
Форма несимметричного профиля скорости различна для
разных режимов работы двигателя, а также разных
экземпляров компрессора одной и той же конструкции. Проектирование
диффузора для нового двигателя обычно основано на расчетном
или предполагаемом виде профиля скорости на его входе.
Однако при доводке двигателя и его серийном производстве
этот профиль может изменяться. Таким образом, серьезным
недостатком плавного диффузора является его чувствительность
к таким изменениям.
Описанные выше трудности до некоторой степени можно
уменьшить путем установки преддиффузора, за которым
располагается короткий успокоительный участок. Другим решением
является перепуск воздуха из воздухозаборника на жаровой
трубе в наружный и внутренний кольцевые каналы (рис. 3.24).
В этом случае воздухозаборник выполняет роль ресивера, из

118
Глава 3
которого воздух поступает в кольцевые каналы, причем с
большим расходом в тот канал, где в результате искажения профиля
скорости расход воздуха уменьшился.
Диффузор с внезапным расширением
Существующая тенденция к увеличению скорости на выходе
из компрессора усугубляет многие трудности в работе плавных
диффузоров. Ввиду этого возник интерес к разработке так
называемых диффузоров с внезапным расширением проходного
Рис. 3.24. Диффузор со щелями для Рис. 3.25. Кольцевой диффузор с вне-
балансировки давления [39]. запным расширением.
1 — диффузорный канал; 2—успокоительная / — успокоительный участок; 2— участок
полость. диффузорного течения.
сечения (рис. 3.25). Начальный участок такого устройства
представляет собой короткий обычный диффузор, в котором
происходит уменьшение скорости воздуха до уровня, приблизительно
равного 60 % ее начальной величины. Затем, в
противоположность обычным принципам проектирования диффузоров, поток
воздуха «сбрасывается» в широкую полость, где он разделяется
на потоки воздуха, обтекающие жаровую трубу. Зоны
циркуляции течения, возникающие в этой полости вблизи выступающих
стенок диффузора, способствуют равномерному и устойчивому
распределению потока вокруг жаровой трубы. Диффузор с
внезапным расширением дает существенный выигрыш в длине
и массе, правда ценой увеличения потерь давления
приблизительно на 50 % по сравнению с плавным диффузором. Кроме
того, обеспечивается меньшая чувствительность профиля
скорости на выходе из диффузора к изменениям профиля скорости
на его входе, что, очевидно, является важным преимуществом
в случаях, когда профиль скорости на .выходе из компрессора
либо неизвестен, либо зависит от режима работы двигателя.
В работе [40] исследовано влияние формы такого
диффузора, расстояния между диффузором и головной частью
жаровой трубы и отношения расходов воздуха во внутренний и
наружный кольцевые каналы на эффективность и устойчивость

Диффузоры
119
работы диффузора. Обнаружено, что повышение статического
давления происходит главным образом в плавной части
диффузора, а уменьшение полного давления в основном при
внезапном расширении и в зонах выравнивания потока. Кроме того,
отмечено, что расположение жаровой трубы оказывает
заметное влияние на потери давления и устойчивость течения в
диффузоре.'Этот вывод согласуется с известными данными о
влиянии на поток тела, помещенного на выходе диффузора, и
указывает на необходимость тщательного подбора формы
диффузора, жаровой трубы и кольцевых каналов для получения
оптимальной эффективности и обеспечения устойчивости потока.
Таблица 3.1 Достоинства и недостатки диффузоров различных типов
Тип диффузора
Плавный
(аэродинамический)
С внезапным
расширением
Управляемый
вихрем
Гибридный
Достоинства
1. Низкие потери
давления
1. Относительно малая
длина
2. Нечувствительность к
изменениям потока на
входе
1. Высокая
эффективность
2. Малая длина
3. Низкие потери
давления
1. Высокая
эффективность
2. Малая длина
3. Низкие потери
давления
Недостатки
1. Относительно большая
длина
2. Чувствительность
характеристик к термическим
деформациям и допускам в
производстве
3. Чувствительность
характеристик к изменениям
профиля скорости на входе
1. Потери давления
приблизительно на 50 % выше, чем:
в обычном диффузоре
1. Необходим отсос не менее
4 % расхода воздуха
2. Недостаточно отработана
методика проектирования
1. Недостаточно отработана
методика проектирования
В табл. 3.1 приводится сравнение достоинств и недостатков
различных диффузоров: плавного, с внезапным расширением,.
, управляемого вихрем и гибридного.
Диффузор для противоточных камер сгорания
Камеры противоточного типа почти всегда используются
с центробежными компрессорами. Их диффузоры должны не
только уменьшать скорость воздушного потока, но также устра-

120 Глава 3
нять его остаточную крутку. Эта цель достигается
использованием короткого кольцевого диффузора обычного типа с довольно
большим отношением площадей, дающего малую скорость на
выходе. В случаях когда допустима довольно большая длина
диффузора, между выходом из компрессора и входом в
кольцевой диффузор располагают успокоительный участок длиной
около двух длин хорды лопаток компрессора.
Диффузоры для трубчатых и трубчато-кольцевых
камер сгорания
В случае трубчатых камер сгорания диффузор одновременно
служит переходником между кольцевой секцией на выходе из
компрессора и передней частью корпуса камеры. Такой
диффузор почти всегда имеет сложную форму и значительные потери
давления. У входа в головную часть жаровой трубы обычно
устанавливают полый воздухозаборник, обеспечивающий
плавное замедление потока в кольцевом канале вокруг жаровой
трубы.
В случае трубчато-кольцевых камер сгорания наилучшим
конструктивным решением диффузора является комбинация
успокоительного участка с обычным кольцевым диффузором,
имеющим умеренное значение отношения площадей (~1,6),
после которого предусматриваются либо внезапное расширение,
если требуется уменьшить общую длину диффузора, либо
воздухозаборники камер, если требуется большая степень диффу-
зорности при малых потерях полного давления. Более
подробные данные о характеристиках течения и эффективности
диффузоров такого типа имеются в работе [41].
Испытания диффузоров
Очень важно испытания диффузора провести заранее, пока
проектирование двигателя находится на ранней стадии.
Водяные установки с визуализацией течения являются наиболее
подходящими для этой цели и при правильном использовании
позволяют выявить любые нерегулярности в потоке. Важно, чтобы
условия истечения из компрессора воспроизводились в таких
испытаниях по возможности наиболее точно как по профилю
скорости, так и по углу закрутки. На входе в диффузор полезно
установить лопатки спрямляющего аппарата компрессора.
Наличие крутки потока на выходе из компрессора не позволяет
использовать отсеки камер в большинстве испытаний, что
означает необходимость проведения исследований с визуализацией
потока в диффузорах кольцевых камер на полноразмерных
моделях.

Диффузоры 121
ОБОЗНАЧЕНИЯ
А — площадь поперечного сечения;
А в — А — ЛЭфф — затененная площадь;
^эфФ ~ эффективная площадь;
AR— отношение площадей (А2/А\)\
В = АВ/А;
Ср — коэффициент восстановления давления;
С* —максимальный коэффициент восстановления
давления на заданной длине;
С** — максимальный коэффициент восстановления давления
при заданном отношении площадей поперечных
сечений;
L — длина стенки;
т — массовый расход;
N — длина вдоль оси;
Р — полное давление;
АРдифф — потери полного давления в диффузоре;
р — статическое давление;
q = ри2/2 — скоростной напор (динамическое давление);
q — скоростной напор по п\
q — скоростной напор по й;
/? — радиус в коническом диффузоре;
Д/? — высота канала кольцевого диффузора;
и — скорость;
п —- среднемассовая скорость;
й — максимальная скорость;
W — высота входа в плоском диффузоре;
а — коэффициент кинетической энергии;
р — плотность;
6* — толщина вытеснения пограничного слоя на входе
в диффузор;
х\ — общий коэффициент полезного действия;
6 — половина угла раскрытия диффузора;
Я — коэффициент потерь
Индексы
1 —входное сечение диффузора;
2 — выходное сечение диффузора.

Аэродинамика камеры сгорания
ВВЕДЕНИЕ
Понимание аэродинамических процессов имеет весьма
важное значение для проектирования камер сгорания
газотурбинных двигателей и достижения заданных характеристик.
Вероятно, не будет большим преувеличением утверждать, что при
правильном сочетании хороших аэродинамических решений
и способов подачи топлива понадобится лишь небольшая
доводочная работа для получения вполне удовлетворительной
конструкции камеры.
Разработано большое число типов камер сгорания,
существенно различающихся по размерам, схемам и способам
подачи топлива. Тем не менее при внимательном рассмотрении
оказывается, что всем камерам свойственны общие
аэродинамические черты. Так, в диффузорах и кольцевых каналах
следует уменьшать скорость потока и распределять воздух по
всем зонам горения в заданных количествах, поддерживая
одинаковые условия течения без паразитных отрывных зон и
связанных с ними потерь давления. Внутри жаровой трубы нужно
обеспечить существование большой циркуляционной зоны для
стабилизации пламени, эффективное разбавление продуктов
сгорания и экономичное использование воздуха, охлаждающего
стенки.
Процессы смешения играют особо важную роль в зонах
горения и разбавления. Хорошее смешение топлива с воздухом
в первичной зоне горения необходимо для обеспечения
высоких скоростей горения и минимизации образования сажи и
окислов азота, а хорошее смешение продуктов горения с воздухом
в зоне разбавления существенно для обеспечения равномерности
температуры газов в выходном сечении камеры. К
сожалению, хорошее смешение газов требует значительных длины
камеры и потерь давления. Следовательно, главной целью
конструктора камеры сгорания является достижение
удовлетворительного перемешивания в жаровой трубе и устойчивого
течения во всей камере с минимальными потерями давления и при
минимальной длине камеры.
Для успешного аэродинамического расчета камер
необходимо знать структуру циркуляционной зоны, глубину проникно-

Аэродинамика камеры сгорания 123
вения струй и коэффициенты расхода для всех типов отверстий,
через которые подается воздух, включая щели охлаждения.
В настоящей главе дается обзор состояния этих вопросов и
вывод соотношений, определяющих размеры камеры сгорания,
потери давления и равномерность параметров потока, которые
служат рациональной основой аэродинамического
проектирования.
ХАРАКТЕРНЫЕ ВЕЛИЧИНЫ
С целью облегчения анализа течения в камере сгорания и
сопоставления аэродинамических характеристик камер
различных конструкций были введены несколько параметров, в том
числе характерная средняя скорость ?7, соответствующая
площади максимального поперечного сечения (миделя) камеры,,
т. е.
По этой скорости определяются величины
ПАРАМЕТРЫ, ХАРАКТЕРИЗУЮЩИЕ ПОТЕРИ ДАВЛЕНИЯ
Наиболее важными при проектировании камер являются
два безразмерных параметра, характеризующих потери
давления: отношение падения полного давления в камере к полному
давлению на ее входе (APz-a/Рз) и отношение падения полного
давления к характерному скоростному напору (ДР3-4/д). Они
связаны между собой следующим соотношением:
D.1)
Величину ДРз-4/^з обычно называют общими потерями дав-
ления и выражают в процентах. Типичные значения этих
потерь составляют 4—10 % (без учета так называемых тепловых
потерь, неизбежно возникающих вследствие процесса горения).
Величину APz-i/q называют коэффициентом потерь
давления. Она представляет наибольший интерес для конструктора
камеры сгорания, так как определяет сопротивление потоку
газов на участке двигателя между компрессором и турбиной.
В аэродинамическом отношении эту величину можно
рассматривать как эквивалент «коэффициента сопротивления». В
отличие от общих потерь давления, которые зависят от режима
работы камеры, коэффициент потерь является постоянной ха-

124 Глава 4
рактеристикой и учитывает 1) падение давления в диффузоре
и 2) падение давления на стенках жаровой трубы.
Следовательно,
ДР3_4 _ ДРдифф KPL
—f~ —— + —¦ С4-2)
Важно, чтобы величина АРдифф была минимальной,
поскольку потери давления в диффузоре бесполезны для процесса
.горения. На практике, однако, возможности уменьшения потерь
в диффузоре весьма ограничены и сводятся лишь к соблюдению
принятых принципов проектирования диффузоров. Также
важно уменьшить потери на жаровой трубе, хотя следует иметь
в виду, что высокий перепад давления на стенках жаровой
трубы способствует улучшению процессов горения и
перемешивания в камере, поскольку при этом увеличиваются скорость
и углы вытекания струй воздуха и повышается интенсивность
турбулентности, что способствует хорошему перемешиванию
и позволяет уменьшить длину жаровой трубы.
Коэффициент потерь давления в жаровой трубе зависит
главным образом от суммарной гффективной величины площади
отверстий в ее стенках Ао, эфф- Таким образом,
D-3)
или
APL/P3 = W) (Л^Я. эффР3)*. D.4)
Подставляя выражение D.4) в D.1), получим
APJq = (A/A0,^f. D.5)
Следовательно, полную эффективную площадь отверстий в
стенках жаровой трубы выбирают_ по величинам площади миделе-
вого сечения корпуса камеры А и располагаемого перепада
давления на жаровой трубе APi. Преобразуя соотношение D.5),
можно получить
Ао, эфф = Л/(ДРз-4/<7 - A/W<7)°'5- D.6)
Эффективную площадь отверстий можно вычислить по формуле
i = n
Ло.эфф=Е CDtiAo.o D.7)
где CD,iA0,i — эффективная площадь /-го отверстия, п — число
отверстий.
При заданной величине общих потерь полного давления
желательно, чтобы отношение потерь в жаровой трубе к общим
потерям было максимальным. Обозначим это отношение

Аэродинамика камеры сгорания 12 5
Увеличение р способствует увеличению устойчивости течения,
т. е. распределение потоков воздуха в различные зоны камеры
сгорания и неравномерность поля температур становятся менее
чувствительными к изменениям отношения топливо/воздух и
профиля скорости на выходе из компрессора [1]. В этой
связи следует отметить, что увеличение скорости на выходе
из компрессора всегда приводит к падению величины |3,
т. е. снижению аэродинамического качества камеры
сгорания.
Величина (/?/2)(т3Гз0'5ДР3J в соотношении D.1) является
мерой характерной скорости в камере сгорания, так как она
может быть представлена в виде U2/2RT^ Поскольку величина
т3Г^5/Р3 определяется лишь конструкцией компрессора, то
единственным параметром, который конструктор может
варьировать, является максимальная площадь миделя А. Таким
образом, соотношение D.1) приводит к серьезной проблеме выбора.
С одной стороны, при малом расходе топлива общие потери
давления должны быть малы, но если, с другой стороны,
камера должна иметь малые размеры и обеспечивать хорошее
леремешивание газов, то оба сомножителя в правой части D.1)
должны быть велики. Этим противоречивым требованиям можно
удовлетворить только путем компромисса, позволяющего
получить оптимальное решение для двигателя в целом в
зависимости от его назначения. Например, для подъемного двигателя
можно допустить большие общие потери давления и
соответственно увеличенный расход топлива в обмен на уменьшение
размеров двигателя (т. е. возможны малые значения А). Для
двигателя самолета большой дальности полета достижение
низкого расхода топлива является задачей первостепенной
важности, и поэтому предпочтение следует отдать камере большого
диаметра с низкими потерями полного давления.
В табл. 4.1 приводятся некоторые типичные значения потерь
давления для реальных камер сгорания в отсутствие горения.
Из второго столбца таблицы видно, что коэффициент потерь
давления в кольцевой камере имеет наименьшее значение. Это
обстоятельство, казалось бы, противоречит тому факту, что для
хорошего перемешивания необходимы большие потери давления.
Однако в кольцевых камерах большая часть потерь давления
приходится на жаровую трубу, что способствует
перемешиванию, а меньшая часть — на диффузор и подводящие
тракты. В результате, хотя общие потери давления (первый
столбец) почти одинаковы, величина ап3Г^5Дрз для кольцевых
камер обычно значительно больше, чем для трубчатых (третий
столбец), и поэтому при заданной величине аэродинамической
нагрузки камеры для них возможны меньшие значения Л, т. е.
меньшие размеры камеры сгорания.

126
Глава 4
Из табл. 4.1 видно, что коэффициент потерь давления,
который следует использовать для определения площади миделевого
сечения камеры, может изменяться от ~20 для прямоточных
кольцевых камер до почти 40 для трубчатых камер (второй
столбец). На практике значение ДР3-4/<7 выбирается из других
соображений, например требований получения равномерного
поля температуры или низкой токсичности выхлопных газов,
Таблица 4.1 Потери давления в камерах сгорания
Тип камеры
Трубчатая
Тр> бчато-кольцевая
Кольцевая
ДР3-4
0,07
0,06
0,06
^3-4
Q
37
28
20
тз з
АР,
0,0036
0,0039
0,0046
а также в зависимости от условий течения на выходе из
компрессора и типа применяемого диффузора: с внезапным
расширением, аэродинамически плавного или гибридного.
Приведенные в табл. 4.1 значения общих потерь давления
связаны лишь с процессами трения и турбулентного обмена
и измерены при «холодных» продувках камер. В условиях
горения потери возрастают вследствие подвода тепла. Из закона
сохранения количества движения для течения однородной
горючей смеси при малых М в трубе постоянного сечения можно
вывести формулу
1> D.9)
где р3 и р4 — значения плотности газа на входе и выходе трубы,
соответствующие температурам Г3 и Т^ т. е.
AProp/q~TjT3-\. D.10)
Анализ результатов измерений позволяет представить это
выражение в виде
№„>*/<! = Kx(TjT3-K2). D.11)
Значения величин К\ и /С2 можно найти в работах [2—5]. При
не очень больших степенях подогрева газа величина АРгор
обычно составляет 0,5—1,0 % Рг-
СООТНОШЕНИЕ МЕЖДУ РАЗМЕРАМИ
КАМЕРЫ СГОРАНИЯ И ПОТЕРЯМИ ДАВЛЕНИЯ
Площадь поперечного сечения
В случае прямоточных камер_сгорания оптимальное значение
площади поперечного сечения А определяется с учетом общих

Аэродинамика камеры сгорания 127
потерь давления и нагрузки процесса горения (степени форси-
рованности), о чем будет идти речь в гл. 5. Однако для
большинства камер сгорания промышленных установок и некоторых
авиационных двигателей площадь поперечного сечения,
необходимая для'получения высокой полноты сгорания топлива,
оказывается настолько малой, что потери давления_ становятся
непомерно большими. Вследствие этого величина А полностью
•определяется общими потерями давления в соответствии с
формулой D.1):
у^итт-
Площадь поперечного сечения жаровой трубы
На первый взгляд кажется, что максимальное увеличение
площади поперечного сечения жаровой трубы является
благоприятным, поскольку приводит к уменьшению скорости и
увеличению времени пребывания газа в жаровой трубе, что
улучшает воспламенение, повышает устойчивость пламени и полноту
сгорания топлива. К сожалению, при фиксированном значении
площади сечения корпуса камеры увеличение поперечного
размера жаровой трубы может быть достигнуто лишь за счет
уменьшения площади кольцевых каналов. При этом скорость
в кольцевых каналах растет, а статическое давление
уменьшается, что приводит к уменьшению перепада статического
давления на стенке жаровой трубы. Это нежелательно,
поскольку для хорошего перемешивания необходимо обеспечить
достаточно глубокое проникновение струй воздуха внутрь
жаровой трубы и высокую интенсивность турбулентности.
Удовлетворительным критерием смешения может служить отношение
перепада статического давления на стенке жаровой трубы АРь
к динамическому давлению потока в зоне горения qn, з- Если
через k обозначить отношение площадей поперечных сечений
жаровой трубы и камеры, то оптимальное значение k
соответствует наибольшему значению величины АРь/^п.з- В работе [6]
лолучено следующее выражение для АРь/qu. з:
ЛЯ, г. k2
Гп.з тр
ЛРз-4
k
—х
тр
\] ]
Г
Это выражение можно использовать для оценки величины
APL/qu. з, зная k и соответствующие значения величин Г3, Тп. 3,
АР3_4/^, пгР9 rrisn, X и г, которые известны по предварительным
опенкам. Оптимальное значение k находится из графика
зависимости APL/qn.3 от k (рис. 4.1). Как видим, увеличение коэф-

128
Глава 4
фициента потерь оказывает благоприятное влияние на АРь/qn. з.
Выбор правильного значения k существенно связан с потерями
давления. Поперечный размер жаровой трубы следует
увеличивать с ростом коэффициента потерь давления таким образом,
Рис. 4.1. Влияние общих потерь давления в камере сгорания на оптимальный
размер жаровой трубы.
=2400 К.
тр=0,20, г=6,0, Л=0,5,
чтобы обеспечить наибольшее улучшение характеристик
перемешивания.
Вместо использования графика на рис. 4.1 удобнее
вычислять оптимальное значение кОпт по формуле
_ j _ Г О-"*,„)*-Я-и/3
получаемой путем дифференцирования зависимости D.13).
Следовательно,
AL = komA. ' D.15)
Соотношения D.12) — D.15) применимы для трубчатых,
трубчато-кольцевых и кольцевых камер сгорания.
ТЕЧЕНИЕ В КОЛЬЦЕВОМ КАНАЛЕ
Условия течения в кольцевом канале оказывают
существенное влияние на поле течения внутри жаровой трубы, а также
на температуру ее стенки. Среднее значение скорости в кольце-

Аэродинамика камеры сгорания 129
вом канале связано с величинами характерной скорости в
камере и отношения площадей сечений жаровой трубы и корпуса.
На практике, кроме этого, на величину скорости влияют
изменения профиля скорости на входе в камеру и характеристики
истечения "воздуха в жаровую трубу через ряды отверстий
и щелей охлаждения.
Хотя высокие значения скорости в кольцевом канале
способствуют усилению конвективного охлаждения стенок жаровой
трубы, более предпочтительно уменьшение этой скорости по
следующим причинам:
1) при малых изменениях скорости и статического давления
в кольцевом канале через отверстия жаровой трубы,
находящиеся в одном ряду, проходит одинаковое количество
воздуха;
2) коэффициенты расхода отверстий имеют более высокие
значения;
3) углы втекания струй воздуха увеличиваются;
4) потери давления на трение уменьшаются;
5) потери давления при внезапном расширении потоков за
отверстиями и щелями охлаждения в жаровой трубе
уменьшаются.
Для большинства камер сгорания наиболее критичными
являются участки кольцевого канала в головной части жаровой
трубы и вблизи отверстий подвода разбавляющего воздуха.
Воздушный поток из диффузора нередко имеет в головной части
жаровой трубы толстый пограничный слой, что не позволяет
использовать щели охлаждения, работающие на перепаде
статических давлений. Трудности возникают и в случае
использования воздушных щелей полного напора вследствие Отрыва
потока, часто возникающего в месте стыка диффузора с
кольцевым трактом. Профиль скорости потока в кольцевом канале
постепенно выравнивается по мере истечения воздуха через
отверстия в стенках жаровой трубы, но если воздух в
кольцевом канале может проходить без сопротивления в полость за
отверстиями зоны разбавления, то могут возникнуть
возмущения потока, которые вызовут его циркуляцию с
перемежающимся и случайным режимами течения. Особенно склонны
к этому явлению трубчато-кольцевые камеры сгорания. При:
этом в наиболее неблагоприятных случаях воздух в отверстия
жаровой трубы поступает с различных направлений. Это не
только нарушает нормальную структуру потока в полости
жаровой трубы, но и приводит к нерегулярному ее изменению во
времени.
Одним из методов решения этой проблемы является
установка препятствий за отверстиями, выполняемых в виде
перегородки между внутренним и наружным корпусами камеры.
В перегородке имеются большие отверстия, через которые
9 Зак. 761

130
Глава 4
проходят жаровые трубы и протекает часть воздуха для
охлаждения горячих выходных секций камеры. Устройства такого типа
эффективно предотвращают возникновение случайных
циркуляционных течений в кольцевом канале.
На жаровых трубах кольцевых камер препятствие часто
выполняется в виде непрерывного выступа, расположенного
непосредственно за отверстиями для подвода разбавляющего
воздуха. Степень загромождения кольцевого канала выступом
в
Рис. 4.2. Управление течением воздуха через отверстия зоны разбавления.
/—разделительная пластина; 2 — отверстия для ввода разбавляющего воздуха; 3—выступ.
обычно составляет около 2/3. Другим способом воздействия на
поток в этой части кольцевого канала является коническое
расширение жаровой трубы, что уменьшает чрезмерное торможение
потока вблизи отверстий.
Если шаг между отверстиями для подвода разбавляющего
воздуха больше высоты кольцевого канала, то при входе
воздуха в отверстие возможно образование вихря, изменяющего
глубину проникновения струи и скорость перемешивания.
Интенсивность вихря зависит от отношения площади отверстий
к площади кольцевого канала в плоскости отверстий. При
малом значении этого отношения вихри не образуются, что
является еще одним аргументом в пользу проектирования
жаровых труб, обеспечивающих достаточно большой перепад
давления.
Средством устранения этих вихрей, которые могут возникать
как в трубчатых, так и в кольцевых камерах сгорания, является
постановка продольных разделительных пластин в каждом
отверстии. Такие пластины, укрепленные либо на жаровой трубе,
либо на наружном корпусе, особенно эффективны в сочетании
с перегородкой или выступом (рис. 4.2).

Аэродинамика камеры сгорания 131
ТЕЧЕНИЕ ЧЕРЕЗ ОТВЕРСТИЯ В ЖАРОВОЙ ТРУБЕ
Течение воздуха через отверстие зависит не только от
размера отверстия и перепада давления, но также от формы
канала и условий течения в окрестности отверстия, которые могут
сильно влиять на величину эффективного проходного сечения.
Коэффициент расхода
Уравнение, определяющее истечение через отверстие, имеет
вид
т0 = CDA0, ;еом [2Рз (Л - Pl)f'\ D.16)
где Pi — полное давление перед отверстием, р} — статическое
давление за отверстием.
.' 1 ' \1
\riin
Рис. 4.3. Схема течения воздуха через отверстие в жаровой трубе.
/—корпус; 2 —жаровая труба.
* = ™о/™ап> Аг=Ао, геом/W K=1 + A/>L/W CD = a/(Ar-K0*).
Для большинства отверстий в стенках жаровой трубы
направление потока в канале параллельно плоскости отверстий
(рис. 4.3). Поэтому выражение D.16) можно представить в виде
о, геом
то Аап _„ , , , rL , DЛ8)
^о,геом
ПЛИ
a/Ar = CDK°'5, D.19)
где
а = пго/таПУ АТ = Ао% TQoJAan, K=\+ hpL/<lan-
Замечено, что в окрестности отверстий происходит некоторое
искривление линий тока, зависящее от размеров канала,
скорости набегающего потока и перепада давления на жаровой
трубе [7]. Таким образом, на величину коэффициента расхода
отверстия оказывают влияние следующие факторы:
9*

132
Глава 4
1) тип отверстия (например, плоское или отбортованное);
2) форма отверстия (например, круглое или прямоугольное);
3) отношение шага отверстий к высоте кольцевого канала;
4) перепад давления на жаровой трубе;
20 30 40 60 80
Рис. 4.4. Влияние относительного перепада давления К и формы отверстия на
коэффициент расхода CD [8].
? —овальные отверстия; А — прямоугольные щели; О~круглые отверстия;
формула D.20) при а=0,25.
w
0,9
0,8
0,7
0,6
04
0,3
0,2
0J
0
//
/
/
1
/
/
/
/
.—
—-
~~-—
2 3 4
6 8 10
К
20 30 40 60 80100
Рис. 4.5. Влияние типа отверстия и относительного перепада давления К на
коэффициент расхода Cd [9].
плоские отверстия, формула D.20); отбортованные отверстия, формула D.21).
5) распределение статического давления вокруг отверстия
с внутренней стороны жаровой трубы;
6) наличие вращения в набегающем потоке;
7) местное значение скорости в кольцевом канале.
Влиянием последнего из перечисленных факторов
объясняется уменьшение коэффициента расхода отверстий первого

Аэродинамика камеры сгорания
133
ряда по сравнению с отверстиями последующих рядов при
одинаковых условиях входа потока в отверстия.
Из детального анализа данных о течении струй через
отверстия в жаровсГй трубе получена следующая формула для
коэффициента расхода круглых, овальных и прямоугольных
отверстий при истечении несжимаемой незакрученной жидкости
(газа) [8]:
1,25 (К - 1)
[4К2 -К B- аJ]0'5 '
D.20)
Рис. 4.4 свидетельствует о вполне удовлетворительном согласии
между зависимостью D.20) и экспериментальными данными.
Последующими экспериментальными исследованиями [9]
установлено, что для отбортованных отверстий в формуле D.20)
следует увеличить численный коэффициент (рис. 4.5):
CD =
1,65 (/С — 1)
[4/С2 - К B - аJ]0'5
D.21)
Обобщений по коэффициентам расхода для отверстий
с воздухозаборником или в виде жалюзи не сделано. Однако
в работах [10—16] имеются экспериментальные данные для
этих и других отверстий.
Угол ввода струи
Ясно, что уменьшение угла ввода струи 0 (рис. 4.3) снижает
эффективное значение площади отверстия. Следовательно,
20 30 АО 60 80100
Рис. 4.6. Влияние относительного перепада давления К и формы отверстия
на угол ввода струи 0
D—овальные отверстия; А —прямоугольные щели; О —круглые отверстия,
экспериментальные данные работы [8]; формула D.22) при CD> „ = 0,625.

134 Глава 4
угол 9 должен быть связан с коэффициентом расхода CD.
В работе [17] установлено, что
sin*Q = CD/CD,ni D.22)
где CD} n — предельное значение величины CD при К-+оо.
Зависимость D.22) использована для сравнения с результатами
опытов [8] на рис. 4.6.
Траектории струй
Экспериментальные исследования проникновения одиночных
струй. Для определения характеристик течения в жаровой трубе
и обеспечения правильного распределения воздуха по всем
ее зонам необходимы сведения о том, какие факторы
определяют форму струй воздуха и глубину их проникновения в поток.
Во многих работах проводились исследования проникновения
струй, вытекающих из круглых отверстий под прямым углом
к сносящему потоку воздуха. Например, в работе [18]
исследовалась струя нагретого воздуха в потоке холодного воздуха
и были получены значения глубины ее проникновения по
координате точки, в которой превышение температуры над
температурой холодного воздуха равнялось 1° F @,55 К). В случае
изотермической системы [19] глубина проникновения
определялась по геометрическому месту точек максимума полного
давления при измерении полного давления поперек струи
(скоростная ось). Определены поля температур при внедрении струй
холодного воздуха в сносящий поток горячего газа на
различных расстояниях от места ввода струи [20]. Температурная ось
струи определялась по положению точек наименьшей
температуры в ее поперечном сечении, а за глубину проникновения
принималось такое расстояние от стенки, на котором ось струи
приобретала направление, близкое к направлению основного
потока. Данные работы [20] хорошо соответствуют условиям
в зоне разбавления камер сгорания газотурбинных двигателей.
Траектория оси струи в сносящем потоке (рис. 4.7) по этим
данным представлена зависимостью
Y/YuaKc = 1 - Вехр (-Ау^) , D.23)
где В составляет 1,0, 0,9 и 0,7 при углах ввода струи 0,
равных соответственно 51, 71 и 90°. Величина А является
функцией отношения скоростей струи и сносящего потока, а также
угла ввода.
Из анализа исследований, в которых ось круговой струи
определялась по измерениям температуры, получена следующая

Аэродинамика камеры сгорания
135
аппроксимационная формула [17]:
0,85 / X \0.32
^=°-87Ш (it)
D24)
Для условий течения в камерах газотурбинных двигателей более
точной является корреляция данных, основанная на
относительных величинах количества движения и расстояния [21]:
| '33, D.25)
где
Траектория одиночной струи, втекающей в сносящий поток под
углом 0<9О°, определяется формулой D.25) при умножении
ее правой части на sin 0.
Основной
поток
Рис. 4.7. Струя в сносящем потоке.
/—отклоненная струя; 2 — скоростная ось струи; 3 — местное эжектирование газа в струю.
Для случая цилиндрической струи, втекающей в
цилиндрическую трубу, получено следующее выражение для
максимальной глубины проникновения [20]:
0'5
sin9- D-26)
Y
Экспериментальные данные, по которым получена эта
зависимость, представлены на рис. 4.8.
Проникновение ряда струй. Исследования глубины
проникновения различных групп струй были выполнены в работах
[22—26]. Для круговой цилиндрической трубы обнаружено
[22], что глубина проникновения ряда струй меньше, чем

136
Глава 4
одиночной струи, что было объяснено эффектом загромождения
основного течения струями, приводившего к локальному
увеличению его скорости. Из анализа этих данных в работе [27]
получена следующая формула для максимальной глубины
проникновения струй из круглых отверстий в жаровую трубу трубчатой
камеры сгорания:
= 1,25/
¦0,25
тт
D.27)
Согласие между результатами расчета по этой формуле и
измерениями иллюстрирует рис. 4.9.
Эксперименты [24], выполненные на трубе прямоугольного
сечения при скорости основного потока до 40 м/с и температуре
Диаметр
сопла,см
д 2,54
о 1,93
п 7,27
• 0,95
Jt°
4 6 8 Ю -20 30 40
?/2
2 -
-*
d
1 1
D
7,25 [тг
3 4
Рис. 4.9. Обобщение данных о
глубине проникновения ряда струй [22].
? —одиночные струи; О—ряд струй при
6 = 90°; Д —ряд струй при 0 = 130°.
Рис. 4.8. Данные о максимальной
глубине проникновения струи [20].
до 750 К с отверстиями диаметра от 0,63 до 2,54 см, показали,
что основным параметром, влияющим на глубину
проникновения струй, является отношение потоков р(/2 струй и
основного потока. Кроме того, оказалось, что глубина
проникновения возрастает с увеличением шага между отверстиями.
Близкое расположение отверстий, как правило, не способствует
проникновению струй, хотя при некоторых условиях двойной ряд
обеспечивает более эффективное проникновение, чем одиночный

Аэродинамика камеры сгорания
137
ряд струй, вытекающих из отверстий той же суммарной
площади. В работе [24] подтвердилось наблюдение [22] о влиянии
взаимодействия соседних струй на форму их температурных
осей.
Эти и другие результаты работ, выполненных по программам
NASA, были использованы для создания эмпирического метода
расчета распределения температуры за рядом струй холодного
воздуха, втекающих под прямым углом в поток горячего газа
Рис. 4.10. Скоростные оси струй [28].
О — одиночная струя, взаимодействующая с противоположной стенкой; А—две встречные
струи; положение противоположной стенки канала или плоскости симметрии.
[25]. Диапазоны параметров, в которых этот метод
обеспечивает хорошую точность, составляют по отношению потоков
количества движения от 6 до 60, по отношению плотностей — от 1,6
до 2,8, по отношению высоты канала к диаметру
отверстий— от 4 до 16, по отношению шага между отверстиями к его
длине — ;от 2 до 6. В этой работе утверждается, что результаты,
полученные при односторонней подаче струй, справедливы и для
симметричного течения, в котором плоскость симметрии
совпадает с противоположной струям стенкой канала. Это
утверждение подтверждается данными работы [28], в которой изучалось
влияние противоположной стенки канала на характеристики
турбулентных струй в сносящем потоке. Для одиночной струи
влияние стенки сравнительно невелико, если отношение потоков
количества движения не настолько большое, чтобы струи
проникали до противоположной стенки. С уменьшением расстояния
между струями, вытекающими перпендикулярно сносящему
потоку, влияние противоположной стенки становится сильнее,
а течение становится похожим на течение с плоской струей.
С увеличением этого расстояния течение по своим
характеристикам приближается к течению с одной струей.
В работе [28] проводились эксперименты с двумя
направленными навстречу друг другу струями в целях сравнения такого
течения с течением, возникающим при взаимодействии струи

138
Глава
= 1,025
и - 1,025
с противоположной стенкой (рис. 4.10). Из рисунка следует, что
при выбранном относительном расстоянии между стенками
и нескольких значениях отношений потоков количества
движения скоростные оси струй в обоих случаях одинаковы.
Следовательно, в отношении скоростных траекторий плоскость
симметрии и стенка эквивалентны. Однако нужно отметить, что это
справедливо лишь в случае
когда скорости противоположно
направленных струй равны.
На рис. 4.11 показаны
распределения скоростей для
рассмотренных выше случаев
течения на одном расстоянии от
места подачи струй и при
одинаковых отношениях потоков
количества движения.
Распределения скоростей
оказываются почти одинаковыми, как и
формы осей струй. Конечно, в
сечениях ниже по потоку эти
распределения должны
несколько различаться, так как.
скорость на стенке равна нулю,
а на плоскости симметрии
отлична от нуля.
В работе [28] проводилась
также визуализация течений
дымом в случаях
взаимодействия струй, вытекающих из
одного ряда и нескольких
рядов отверстий. Для двух
последовательных близко
расположенных струй обнаружено, что
струя, находящаяся в тени
первой, почти не отклоняется, пока
не достигнет границы первой'
струи, после чего обе струи сливаются. Глубина
распространения такой объединенной струи немного больше, чем для одной
струи, вытекающей из отверстия с площадью, равной сумме
площадей двух отверстий.
Рис. 4.11. Линии постоянных
скоростей одиночной и двух встречных
струй [28].
а — две струи, / = 32, %/dj = 12, u = U/U;
б —одна струя, взаимодействующая с
противоположной стенкой.
Смешение струй
Процесс струйного перемешивания важен для достижения
удовлетворительных характеристик горения. Улучшение
перемешивания в первичной зоне камеры сгорания способствует
повышению эффективности горения и уменьшению образования вред-

Аэродинамика камеры сгорания
139
ных веществ. В промежуточной зоне интенсивное перемешивание
струй воздуха с поступающими из первичной зоны горячими
газами ускоряет окисление сажи и преобразование
диссоциированных продуктов в конечные. Наконец, получение
удовлетворительных профилей температуры в выходном сечении
камеры также зависит от того, насколько тщательно перемешаны
воздух и продукты сгорания в зоне разбавления.
Рис. 4.12, Влияние длины перемешивания струи S/dj и ее угла ввода 0 на
параметр перемешанности АТ/Т0 [20].
В общем случае на процесс перемешивания между струями
и горячими газами в жаровой трубе влияют следующие
факторы:
1) форма отверстия, из которого вытекает струя;
2) угол ввода струи;
3) отношение скоростей Uj/UT\
4) отношение плотностей р//рг;
5) протяженность струи S/dj\
6) характеристики турбулентности струи;
7) наличие других струй, как соседних, так и встречных;
8) близость стенок;
9) профиль скорости струи на выходе из отверстия и
в потоке горячих газов.
Не все указанные факторы одинаково важны. На практике
основными являются отношения скоростей и плотностей, угол
ввода струи и длина перемешивания струи. Эти факторы
определяют скорость процесса перемешивания.
Одиночные струи. Характеристики перемешивания
одиночных струй с потоком изучались в ряде экспериментальных
работ. Среди них работа [20] имеет наибольшее отношение к
камерам сгорания газотурбинных двигателей. В ней исследовано
влияние скоростей газа и струи, температуры газа, диаметра
и угла ввода струи. Степень перемешанности оценивалась

140
Глава 4
величиной параметра
АГ/АГо = (Тг - Т1ш МИН)/(ТГ - Г;), D.28)
где Тг — температура газа основного потока, Г/ — начальная
температура струи, Г/, МИн — местное значение температуры на
оси струи. В экспериментах были получены значения этого
параметра при истечении струй из отверстий различного
диаметра, направленных под различными углами по отношению к
основному потоку. Оказалось, что наиболее подходящей
характерной длиной для обобщения данных по АГ/ДТо является
длина струи вдоль ее оси 5. На рис. 4.12 приведены
зависимости АГ/АГо от S/dj для углов подачи струй, равных 51
120
2,5
Рис. 4.13. Влияние расположения отверстий и расхода разбавляющего
воздуха на среднеквадратическое отклонение температуры о> [22].
Lpa36/0? = 1,O, 0 = 90°. О —8 отверстий 0 3,2 см; X—4 отверстия 0 3,2 см; Л —б отверстий
0 3,2 см; ?— 6 отверстий 0 2,5 см; О —6 отверстий 0 1,9 см.
и 90 °. Показана также зависимость степени перемешанности в
случае осесимметричной струи воздуха (из работы [29]).
Очевидно, что с ростом угла подачи от 0 до 90 ° скорость
перемешивания сильно увеличивается.
Ряды струй. В работе [22] исследовалось перемешивание-
струй воздуха с потоком горячих газов в широком диапазоне
изменения определяющих параметров — температуры и
скорости потоков горячего и холодного газа, диаметра отверстий,
угла ввода струй и длины смесителя. Типичный пример
полученных результатов показан на рис. 4.13 для трубы диаметра 17 см^.
Изменения температуры проводились в плоскости, отстоящей
на 17 см от сечения ввода струй. Видно, что во всех случаях
расположения отверстий увеличение расхода в струях сначала
повышает степень перемешивания, а затем снижает
равномерность распределения температуры. Из этого рисунка также
видно, что для достижения более равномерного распределения;

Аэродинамика камеры сгорания 141
температуры следует увеличивать число отверстий, что,
по-видимому, объясняется увеличением количества областей, в
которых происходит процесс перемешивания.
Результаты проведенных в NASA исследований
перемешивания в прямоугольной трубе при изменении расстояния между
отверстиями и отношения потоков количества движения
изложены в работах [23, 25]. Измеренные профили температур на
различных расстояниях от отверстий представлены в этих
работах параметром GГ—- 7\)/(Гг —Г/), где Г, — местное
значение температуры. Этот параметр по существу совпадает с
параметром, определяемым формулой D.28). Общий вывод
исследований состоял в том, что основное влияние на перемешивание
оказывают те же самые гидродинамические и геометрические
параметры, которые определяют глубину проникновения струй.
Самым важным параметром, влияющим на перемешивание,
оказалось отношение потоков количества движения струй и
основного течения. С увеличением этого отношения и расстояния от
плоскости ввода струй эффективность перемешивания
повышается.
Эти же выводы были независимо получены авторами работ
[20, 22] для труб кругового сечения. Одним из недостатков
вышеупомянутых работ NASA является односторонняя подача
струй в канал. Двусторонняя подача изучалась в работе [30],
где отверстия в противоположных стенках располагались как
по одной оси, так и со смещением, что позволяло создавать
течения с соударением или перемежающимся проникновением
струй. Испытывались отверстия различной формы, в том числе
простые отверстия в стенке, а также с наружными козырьками
и с внутренней отбортовкой. Результаты экспериментов
показали, что для отверстий прямоугольной формы с козырьками и
без них перемешивание улучшается с увеличением отверстий и
расстояния между ними. Различие полей температур газа в
выходном сечении камеры для встречных и смещенных струй
наиболее заметно в случае отверстий с внутренней отбортовкой.
Взаимосвязанными оказались влияния на перемешивание шага
между отверстиями и отношения скоростей воздуха в струях и
газа в горячем потоке. При величине шага отверстий, равном
высоте лопатки турбины, наблюдается большое изменение
радиального профиля температуры газа с образованием горячего
или же холодного центрального ядра в зависимости от
величины отношения скоростей. Если же величина шага равна
половине высоты лопатки турбины, то образуется горячее
центральное ядро при любых величинах этого отношения.
Полученные в NASA и Кренфильде результаты и
эмпирические зависимости для полей температур нельзя безоговорочно
использовать при анализе процессов в зоне разбавления
реальных камер сгорания ввиду значительного влияния на поля тем-

142 Глава 4
ператур воздуха, охлаждающего стенки жаровой трубы,
неравномерности распределения температур в потоке горячего
газа, поступающего в зону разбавления, и ускорения потока в
этой зоне [26]. Тем не менее эти результаты полезны при
проектировании жаровых труб.
В работе [31] развита полуэмпирическая модель
формирования поля температур газа на выходе кольцевых камер
сгорания. В этой модели сделана попытка учета всех аспектов
процесса подвода воздуха. Эмпирические зависимости,
описывающие процессы в зоне разбавления, используются совместно с
расчетной процедурой, учитывающей вклад пристеночной
воздушной завесы. Дополнительно учтено влияние профиля
температур газов, поступающих из первичной зоны в зону
разбавления, на поле температур газа в выходном сечении камеры
сгорания. Исходный (на выходе из первичной зоны) профиль
температуры определяется методом дедукции по результатам
экспериментального определения поля температур газа в
выходном сечении камеры. Затем этот профиль использовался для
анализа изменений поля температур на выходе в зависимости
от распределения смесительного и охлаждающего воздуха,
формы зоны разбавления и режима работы камеры сгорания.
Более полное описание модели и вычислительных процедур
приведено в работе [31], где демонстрируется также хорошее
согласие результатов экспериментов и моделирования.
АЭРОДИНАМИКА ЗАВЕРИТЕЛЕЙ
Основным требованием к камерам сгорания всех
газотурбинных двигателей является стабилизация пламени в,широком
диапазоне режимов работы двигателя. Выполнение этого
требования представляет особые трудности для камер
авиационных двигателей, работающих в тяжелых условиях пониженных
давлений и температур окружающей среды, а иногда и при
наличии влаги и льда в забираемом воздухе. На устойчивость
горения определяющее влияние оказывает структура течения
в первичной зоне камеры. При большом разнообразии
возможных типов течения в этой зоне общей чертой их является
наличие тороидального циркуляционного течения, которое
вовлекает в себя часть продуктов сгорания и перемешивает их с
поступающим в него воздухом и топливом. Это
циркуляционное течение непрерывно пополняется свежим- воздухом, который
подается в жаровую трубу через отверстия в стенках, а также
через завихритель, противонагарные щели и пневматические
форсунки.
Одним из наиболее эффективных способов создания
циркуляционного течения в первичной зоне является использование
завихрителя в головной части камеры вокруг топливной фор-

Аэродинамика камеры сгорания
143
сунки. Распад вихря в закрученных течениях — хорошо
известное явление; оно приводит к образованию зоны циркуляции в
центральной области потока, если сообщаемая закрутка
становится большой. Циркуляционная зона, создаваемая таким
образом, обеспечивает лучшее перемешивание газов, чем в
других способах (например, при помощи плохо обтекаемых
тел), так как вращательные составляющие скорости создают
области сильного сдвига течения с высоким уровнем
турбулентности и большой скоростью массообмена. Эти свойства
закрученных течений давно используются на практике для
повышения устойчивости и интенсивности горения.
Характеристики воздушных завихрителей изучались многими
авторами. Наиболее подробные данные приведены в работах
[32—42]. Работа [39] особенно интересна и важна, поскольку
в ней рассмотрены завихрители, наиболее широко применяемые
в камерах сгорания газотурбцнных двигателей.
Типы завихрителей
Завихрители воздуха используются и в трубчатых, и в
кольцевых камерах сгорания. Они бывают как однорядные, так и
двухрядные (рис. 4.14); в последних закручивание воздуха
может осуществляться либо в одном, либо в противоположных
X
\
у
Рис. 4.14. Схема двухрядного завих- Рис. 4.15. Схема обычного завихрите-
рителя. ля с плоскими лопатками на централь-
/ — топливная форсунка; 2—первичный за- ной втулке (показаны только три ло-
вихритель; 3 — вторичный завихритель. патки).
6 —угол выхода из завихрителя; с —хорда
лопатки; s — шаг; z\c — относительная
высота лопатки; s/c — относительный шаг
лопатки.
направлениях. Полезные сведения о завихрителях различных
типов для камер сгорания содержатся в работе [39]. Хотя в
некоторых специальных случаях предпочтительнее радиальные
завихрители, в большинстве камер сгорания используются
осевые завихрители. Их лопатки с целью простоты изготовленця
обычно выполняются из плоских пластин, хотя иногда для улуч-

144
Глава 4
шения аэродинамических характеристик их делают изогнутыми.
На рис. 4.15 приведены обычно используемые обозначения
характерных геометрических величин в случае завихрителей с
плоскими лопатками, угол установки которых равен
постоянной величине 6. В завихрителях с изогнутыми лопатками угол
входа равен нулю, а выхода — 6.
Структура течения
На рис. 4.16 показана область циркуляционного течения в
свободном закрученном потоке. Ввиду предполагаемой осевой
симметрии рассмотрим течение в верхней полуплоскости. Зона
Рис. 4.16. Циркуляционная зона в закрученном потоке.
Рис. 4.17. Типичные профили осевой и окружной составляющих скорости в
сильно закрученном потоке.
/ — осевая составляющая скорости; 2 — окружная составляющая скорости.
циркуляции находится внутри кривой ОАСВ. Точку В называют
точкой торможения. С внешней стороны от линии ОАСВ
находится основной поток, который поддерживает циркуляционное
движение вдоль сплошной границы АВ. Следовательно,
максимальное значение напряжения сдвига соответствует точке Л.

Аэродинамика камеры сгорания
145
На штриховой линии АВ расположены точки, где осевые
составляющие скорости равны нулю. Типичные профили осевых и
окружных составляющих скорости потока показаны на
рис. 4.17. Вдоль потока все составляющие скорости
уменьшаются. За точкой торможения возратного течения нет, а далее
по потоку происходит смещение максимума профиля осевой
скорости по направлению к осевой линии в результате
уменьшения закрутки [39].
Размеры циркуляционной зоны
В нескольких работах изучались факторы, влияющие на
размеры циркуляционной зоны, образующейся за завихрителем.
Рис. 4.18. Влияние формы лопатки на размеры циркуляционной зоны; число
лопаток 16, угол установки 60° [39].
-плоская лопатка; изогнутая лопатка.
Рис. 4.19. Влияние угла установки лопаток на размеры циркуляционной зоны
[39].
Число изогнутых лопаток 16, относительная высота 0,4.
Наиболее подробное исследование содержится в работе [39],
где раздельно изучалось влияние типа лопаток (плоских и
Ю Зак. 761

146
Глава 4
изогнутых), угла установки, относительной высоты и
относительного шага лопаток. На рис. 4.18—4.21 показаны некоторые
результаты этого исследования, демонстрирующие изменение раз-
W
Относительная
высота
Рис. 4.20. Влияние относительной высоты лопаток на размеры циркуляционной
зоны [39].
Число изогнутых лопаток 12, угол установки 60°.
Рис. 4.21. Влияние относительного шага изогнутых лопаток на размеры
циркуляционной зоны [39].
Угол установки 60°, относительная высота 0,4. 12 лопаток; 16 лопаток.
меров зоны* циркуляции в зависимости от угла, числа лопаток
(т. е. относительного шага), относительной высоты и при замене
плоских лопаток изогнутыми.
Параметр крутки
В работе [32] предложен следующий безразмерный
параметр, количественно характеризующий степень закрученности
потока:
D.29)

Аэродинамика камеры сгорания 147
где Gm — осевой поток момента количества движения, Gt —
осевой поток импульса. Эти величины можно записать в виде
Dswl2
Gm= J 2nrWrpUdr, D.30)
о
Dsw/2 Dswl2
Gt= J 2nrpU2dr + J 2nrpdr, D.31)
о о
где Uy W и p — соответственно осевая и окружная составляющие
скорости и статическое давление в любом поперечном сечении
потока.
При величине параметра крутки менее 0,4 циркуляционное
течение не возникает и такую крутку потока называют слабой.
Если начинается значительное расхождение линий тока от оси,
но циркуляции еще нет, то такую крутку называют умеренной.
Этот режим течения соответствует значениям параметра крутки
0,4—0,6. Большинство практически используемых завихрителей
работает в условиях сильной крутки, т. е. при Sn > 0,6. В
работе [32] выведены формулы для расчета параметра
крутки вихревых генераторов различного типа. Для кольцевых
завихрителей с постоянным углом установки лопаток 0
приводится формула
^ A {¦L-'BT/Usw) i-~ а (л оо\
лг = "а 1 /п щ—^г"^у- D-^2)
Циркуляционное течение
Как указывалось выше, одной из главных функций завихри-
теля является создание возвратного течения продуктов горения с
целью их перемешивания с топливом и воздухом. Циркуляция
возникает, когда достигается критическое значение параметра
крутки (SN > 0,6). При этом в центральной области потока
непосредственно за завихрителем статическое давление
уменьшается до такой величины, что возникает возвратное течение. По
измерениям скорости вдоль оси завихрителей в работе [39]
определено влияние их геометрических параметров на массовый
расход в возвратном течении. Так, завихритель с изогнутыми
лопатками индуцирует возвратное течение с большим массовым
расходом, чем завихритель, имеющий плоские лопатки;
циркуляционное течение усиливается при увеличении угла установки
лопаток и их числа, а также при уменьшении относительной
высоты лопаток (см. рис. 4.22 и 4,23, на которых показаны
результаты исследований с плоскими [38] и изогнутыми лопат-
10*

148
Глава 4
ками [39]). Видно, что угол установки лопаток и их форма
оказывают сильное влияние на массовый расход в циркуляционном
3,0
Рис. 4.22. Влияние параметра крутки
SN на относительный максимальный
расход массы в возвратном течении.
D—плоские лопатки [38]; О~изогнутые
лопатки [39].
О 50 60
в,град
Рис. 4.23. Влияние угла установки
лопаток 0 на относительный
максимальный расход массы в возвратном
течении.
? — плоские лопатки [38]; О~ изогнутые
лопатки [39].
течении. Следует подчеркнуть, что при сильной крутке этот
расход может превысить массовый расход воздуха, подаваемого
через завихритель.
Эжекция газа
Характеристики рабочего процесса камеры сгорания сильно
зависят от количества продуктов сгорания, увлекаемых
выходящим из завихрителя потоком. Это объясняется тем, что
соотношение расходов воздуха и продуктов сгорания в первичной
зоне определяет температуру и коэффициент избытка воздуха
при горении и, следовательно, скорости реакций и образования
сажи. Количество увлекаемых газов определялось
экспериментально длязавихрителей с плоскими лопатками [36].
Обнаружено, что расход этих газов линейно возрастает с увеличением
расстояния х:
те
= @,35+1,45^)^
зфф
D.33)
где
^эфф \^lw
\0.5
В работе [43] расход увлекаемого газа определялся путем
интегрирования профилей скорости на различных расстояниях

Аэродинамика камеры сгорания
149
от завихрителя. Эти данные близки к результатам работы [36]
и обобщаются формулой
= @,32 + 0,85„)^. D.34>
rils
Потери давления
Из законов сохранения энергии и количества движения в
работе [10] получено следующее выражение для величины
потерь полного давления в осевых завихрителях с тонкими
лопатками:
- Ш1 (if
где Asw — площадь поперечного сечения завихрителя, 0 — угол
установки лопаток, /CSO>=1,3 для плоских лопатЬк и 1,15 для
изогнутых. JOr
Это выражение можно
привести к виду, более удобному с
. точки зрения конструктора:
2р3
0.5
D.35а)
С целью определения
влияния типа лопатки (плоской или
изогнутой) и угла 0 в работе
[39] проведены многочислен-
ные измерения потерь
давления, результаты которых пока-
424 К
40
50 60
в, град
, ру р Рис. 4.24. Влияние угла установки ло-
заны на рис. 4.24. Как видно, паток и их типа на коэффициент по-
потери давления в завихрите- терь полного давления [391
r r Относительная высота лопаток 0,4. пло-
ЛЯХ С ИЗОГНУТЫМИ ЛОПаТКаМИ ские лопатки; изогнутые лопатки.
меньше, чем с плоскими,
причем различие возрастает с увеличением угла установки. Для
обоих типов завихрителей рост шага между лопатками (т. е.
уменьшение их числа) сопровождается уменьшением
коэффициента потерь. В особенности это относится к завихрителям
с изогнутыми лопатками, для которых характерны меньшие
потери на трение вследствие уменьшения площади поверхности
лопаток.
Выбор формы лопаток
Как следует из рис. 4.19—4.21, размеры циркуляционной
зоны можно увеличить путем увеличения числа лопаток,
уменьшения их относительной высоты или увеличения угла установки»

'150 Глава 4
Те же факторы приводят к увеличению расхода в возвратном
течении и степени эжекции газа ценой некоторого увеличения
потерь давления в завихрителе.
Из анализа данных рис. 4.18, 4.22, 4.23 ясно, что завихрители
с изогнутыми лопатками аэродинамически более эффективны.
При заданном расходе воздуха эти завихрители создают
циркуляционные течения большей интенсивности и протяженности
при меньших потерях полного давления. Кроме того, для
течений за завихрителями с изогнутыми лопатками характерны
более высокие градиенты скорости и интенсивности
турбулентности [39].
Сравнительно небольшая эффективность завихрителей с
плоскими лопатками объясняется тем, что течение воздуха в них
является отрывным в отличие от течения вдоль изогнутых
лопаток, где поток поворачивается постепенно и не отрывается от
поверхности с меньшим значением давления. В последнем
случае, кроме того, поворот потока происходит на больший угол,
что приводит к усилению крутки и радиального течения на
выходе из завихрителя, причем при меньших значениях потерь
давления.
Эти соображения о преимуществах завихрителей с
изогнутыми лопатками кажутся весьма убедительными и решающими.
Однако пониженное значение потерь не всегда является
существенным преимуществом, поскольку требуемый расход воздуха
через завихритель с плоскими лопатками можно получить,
увеличив его размеры. Более того, полосчатая структура течения,
обусловленная отрывами у каждой плоской лопатки
завихрителя, благоприятно влияет на устойчивость, процесса горения.
В ряде приложений выявляется еще одно ценное качество
завихрителя с плоскими лопатками, заключающееся в том, что
профиль скорости у его выхода более равномерен, а его
максимум менее смещен к наружным кромкам лопаток, чем для
завихрителя с изогнутыми лопатками. Вследствие этого
обеспечивается большой расход воздуха в основную зону сажеобразо-
вания, которая, как правило, располагается непосредственно
за форсункой.
Этими причинами в конечном счете объясняется
предпочтительное использование завихрителей с плоскими лопатками во
многих камерах сгорания. Однако если завихрители
используются совместно с пневматическими форсунками, то их
лопатки обязательно должны быть изогнутыми, так как следы за
плоскими лопатками неблагоприятно влияют на качество рас-
пыливания топлива.
СТАБИЛИЗАЦИЯ ВСТРЕЧНЫМИ СТРУЯМИ
Другим широко применяемым способом создания
циркуляционного течения в первичной зоне камеры сгорания является

Аэродинамика камеры сгорания
15Т
использование встречных струй. В трубчатых камерах сгорания
жаровая труба обычно имеет один ряд отверстий,
расположенный в конце первичной зоны. В кольцевых камерах чаще
делают два ряда отверстий на противоположных стенках жаровой
трубы. Размеры, число и расположение отверстий на
противоположных стенках жаровой трубы обычно одинаковы, что
обеспечивает встречную подачу струй (рис. 4.25). При
столкновении струй часть воздуха направляется вверх по потоку, в
первичную зону, способствуя созданию большой циркуляционной
зоны, что благоприятно влияет на воспламенение и пределы
устойчивого горения. Другая
часть воздуха из этих струй
направляется вниз по
потоку и участвует в процессе
дальнейшего перемешивания
газов.
Если фронтовая стенка
жаровой трубы плоская, то
отверстия для ввода вторичного
воздуха лучше всего располагать
Рис. 4.25. Циркуляционное течение в
первичной зоне камеры сгорания,
образованное течением из завихрителя
и струями, направленными навстречу
друг другу.
на расстоянии 0,5Dl от нее.
Их расположение в случаях
другой формы фронтового
устройства определяется из
условия создания устойчивого
циркуляционного течения в первичной зоне типа показанного на
рис. 4.25.
Количество циркулирующего воздуха, эжектированного
системой противоположно направленных струй в трубчатой
камере, определено в работе [44]. Для восьми отверстий в стенке
жаровой трубы оно дается зависимостью на рис. 4.26, из
которой следует, что для типичных значений отношения диаметров
ds/DL отношение массовых расходов близко к 50 %.
В работе [45] также исследовалось течение в
циркуляционной зоне трубчатой камеры сгорания. Результаты этих
исследований представляются зависимостью [46]
тп.з/пг8 = 0,5 sin 67V
-0,5
D.36)
где 6 — угол ввода струй первичного воздуха, а Тг — отношение
температур газа в первичной зоне и поступающего воздуха. Из
выражения D.36) следует, что с увеличением этого отношения
температур или уменьшением угла ввода происходит
существенное уменьшение количества воздуха, принимающего участие в
процессе горения в первичной зоне.
Подобный же анализ при использовании
дополнительных экспериментальных данных [47] в основном подтвердил

152
Глава 4
обнаруженное в работе [44] влияние ds/Db на тп. 3/riis. Кроме того,
оказалось, что число отверстий первичных струй также влияет
на отношение расходов. В трубчатых камерах оптимальное
число отверстий для достижения максимума rhu.3/ms составляет
6—8.
В настоящее время отсутствуют точные данные о
соотношениях расходов воздуха в первичной зоне камер, в которых
одновременно используется комбинация из завихрителя, сталкиваю-
0,6
0,5
0,3-
0,2-
0,1 -
1 1
1 1 1 1
! • 1
! |
0,2
0,6
ds/DL
0,8
Рис. 4.26. Зависимость расхода воздуха в циркуляционном течении от
диаметра отверстий, п = 8, р3/рп з = 6,0 [44].
щихся струй первичного воздуха, пристеночной воздушной
завесы и пневматической форсунки. Для предварительных оценок
количества воздуха, участвующего в горении, можно
использовать следующее выражение:
tin. з = fhSw + ™>at + Щс + °>5 (m-ic + tns)- D-37)
Здесь rhn. з {rhpr на рис. 4.26) —полный расход воздуха в
первичную зону, rhsw — расход воздуха через завихритель, that — расход
воздуха через форсунки, щс — расход воздуха через противона-
гарные щели, thic — расход воздуха в пристеночной завесе,
идущего на охлаждение цилиндрического участка жаровой трубы
до вторичных отверстий, ms — полный расход воздуха вторичных
струй.
СТАБИЛИЗАЦИЯ ПЛОХО ОБТЕКАЕМЫМ ТЕЛОМ
Стабилизаторы пламени в виде плохо обтекаемых тел ши-
роко применяются в форсажных камерах и в прямоточных
двигателях, но довольно редко — в основных камерах сгорания.

Аэродинамика камеры сгорания 153
Причина этого состоит в том, что в форсажных камерах
единственной функцией стабилизатора является удержание пламени,
тогда как в основных камерах кроме стабилизации пламени
требуется создать область с высоким тепловыделением. Последнее
требование совершенно невыполнимо при стабилизации плохо
обтекаемыми телами, поскольку их аэродинамика не
обеспечивает сколько-нибудь значительного внедрения воздуха в область
следа и последующего перемешивания воздуха с топливом и
продуктами горения по сравнению с завихрителями и
сталкивающимися струями. Более того, степень внедрения воздуха в
след за плохо обтекаемым телом сильно зависит от условий
работы камеры сгорания. Более полно эти, а также другие
свойства стабилизаторов пламени в виде плохо обтекаемых тел
обсуждаются в гл. 6.
РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ПОДАЧИ ВОЗДУХА
ПО ЖАРОВОЙ ТРУБЕ
Одним из важных вопросов проектирования камер сгорания
является определение числа, размера, формы и расположения
отверстий в жаровой трубе, обеспечивающих внутри ее такое
распределение потоков воздуха, чтобы были хорошее
зажигание, эффективное и устойчивое горение, требуемое охлаждение
стенок и необходимый профиль температуры подаваемого в
турбину газа. Если в стенке жаровой трубы имеется ряд из п
отверстий эффективного диаметра d/, то полный расход массы
воздуха thj через эти отверстия равен
rht = (n/4)ndp3Ur D.38)
Поскольку
t/y = BAPL/p3H'5, D.39)
то
т. = {n/4)ndj Bp3 APLH'5
и
15,25т,
]—. D.40)
Чтобы определить величину d/, необходимо лишь задать
максимальную глубину проникновения струй Умакс по формуле
D.27), поскольку другие величины либо легко вычисляются,
либо известны. Тогда число отверстий п следует из формулы
D.40). Действительный (геометрический) диаметр отверстий
определяется по формуле
*o = W. D.41)

154 Глава 4
где CD берется из графиков рис. 4.4 или 4.5 (см. также [10—
16]).
Формулы D.27), D.40) и D.41) можно использовать для
нахождения оптимальных числа и размера отверстий, через
которые воздух поступает в поток за первичной зоной горения.
Формулы D.40) и D.41) применимы также к течению струй
через вторичные отверстия, однако глубина их проникновения не
может быть определена по формуле D.27) из-за очень
сложного характера течения в этой части жаровой трубы и особенно
вследствие захвата значительной доли воздуха первичной
циркуляционной зоной.
Величины df для трубчатых камер сгорания можно
определять из формул D.40) и D.41) при д = 6—8. В случае
кольцевых камер сгорания можно рекомендовать одинаковое
расположение отверстий для подвода вторичного-воздуха на
противоположных стенках жаровой трубы, а число отверстий каждого
ряда выбирать равным удвоенному числу форсунок.
Предпочтительно располагать половину отверстий на одной образующей
с форсунками, а другую половину — посередине между ними.
Для анализа процессов в камере жаровую трубу разделяют
на три основные зоны: первичную, промежуточную и зону
разбавления.
Горение происходит главным образом в первичной зоне.
В промежуточной зоне небольшое количество воздуха подается
в поток горячих газов, вытекающих из первичной зоны, что
уменьшает их температуру и этим способствует рекомбинации
диссоциированных продуктов реакции. В зоне разбавления
происходит смешение продуктов сгорания с таким количеством
воздуха, которое требуется для получения необходимой
температуры газа перед турбиной. Аэродинамические процессы во всех
трех зонах играют самую важную роль. В последующем
обсуждении главное внимание будет обращено на требования к
аэродинамике обычных камер сгорания. Специальные вопросы,
связанные с созданием камер, обеспечивающих очень низкие уровни
выброса загрязняющих веществ, рассмотрены в гл. 11.
Первичная зона
Ранее были описаны различные способы подачи воздуха в
первичную зону и организации такой структуры потока,
которая обеспечивает устойчивое горение с высокой скоростью
тепловыделения. Однако помимо способа распределения воздуха
по первичной зоне важной величиной является его
действительное количество в зоне. Поскольку расход топлива определяется
значением отношения топливо/воздух х для камеры в целом,
то единственным независимым средством управления
величиной к в первичной зоне является изменение количества воздуха,

Аэродинамика камеры сгорания
155
участвующего в первичном горении. Отношение расходов
топлива и воздуха в первичной зоне т^//йп. з, таким образом,
является важнейшим фактором, влияющим на процесс горения и
рабочие характеристики камеры сгорания. В табл. 4.2 указаны
достоинства и недостатки первичных зон со стехиометрической,
богатой или бедной смесью.
Таблица 4.2. Влияние состава смеси в первичной зоне
на характеристики камер сгорания
Состав смеси
Стехиометри-
ческая смесь
Богатая смесь
Бедная смесь
Достоинства
1. Максимальная объемная
скорость тепловыделения
2. Низкая интенсивность
излучения
3. Малое дымообразование
4. Отсутствие нагара
1. При малой скорости
циркуляции газа
обеспечиваются хороший «бедный»
предел стабилизации
пламени и легкое
воспламенение
2. Высокий коэффициент
полноты сгорания топлива в
условиях малого
газа(малой мощности)
1. Прозрачное голубое пламя
2. Отсутствие дымообразова-
ния
3. Отсутствие нагара
4. Невысокая температура
стенок жаровой трубы
5. Не требуется
промежуточная зона
6. Хорошее распределение
температуры на выходе из
камеры
Недостатки
1. Высокий тепловой поток к
стенкам жаровой трубы
2. Требуется промежуточная
зона
3. Значительное образование
окислов азота
1. Низкая объемная скорость
тепловыделения
2. Высокая интенсивность
излучения
3. Значительное
дымообразование
4. Отложение сажи на стенках
5. Зависимость температуры
стенок от рода топлива
6. Требуется протяженная
промежуточная зона
1. Большая скорость
циркуляции газа неблагоприятно
влияет на устойчивость
горения и характеристики
воспламенения
Достоинством стехиометрической первичной зоны является
высокое объемное тепловыделение и относительно малое
образование углерода, вследствие чего такая первичная зона может
иметь небольшие размеры, а процесс горения в ней протекает
без отложения нагара и образования дыма. Основные ее
недостатки— высокий тепловой поток к стенкам жаровой трубы и
образование окислов азота в значительных количествах.
Одно из преимуществ богатой первичной зоны состоит в
надежном зажигании. Кроме того, в ней достигается высокая
полнота сгорания топлива на режимах малого газа, поскольку при

156 Глава 4
этом местные значения х близки к стехиометрическому
значению. Платой за эти ценные качества являются низкая скорость
тепловыделения, обильное образование дыма и зависимость
температуры жаровой трубы от рода топлива.
Использование бедной первичной зоны обещает значительные
преимущества, связанные с равномерным распределением
температуры газа, низкими температурами стенок жаровой трубы
и отсутствием дымообразования и отложений нагара. В' этом
случае не требуется промежуточная зона, поскольку
температура газа в первичной зоне невысока и его диссоциация не
происходит. Это обстоятельство тем не менее не приводит к
уменьшению общей длины жаровой трубы, так как длина первичной
зоны должна быть увеличена ввиду малой скорости
тепловыделения. Главным недостатком бедной первичной зоны является
высокая скорость циркуляции газа, неблагоприятно влияющая
на характеристики зажигания. Это соображение препятствует
широкому применению в авиационных двигателях камер с
бедной первичной зоной.
Промежуточная зона
Если горящий газ из первичной зоны попадал бы сразу в
зону разбавления, то продукты диссоциации типа СО и Н2
«замораживались» бы и не успевали рекомбинировать за короткое
время до выхода из камеры. Вследствие этого полнота сгорания
топлива не достигала бы 100%. Эта проблема на практике
решается путем размещения промежуточной зоны между
первичной зоной и зоной разбавления. Основная функция
промежуточной зоны состоит в создании условий для рекомбинации
диссоциированных продуктов до их поступления в зону
разбавления. Процесс рекомбинации существенно зависит от
температуры. Если температура невысока, то рекомбинация протекает
медленно и не завершается в отведенное время. Если же
температура слишком высока, то продукты сгорания, поступающие
в зону разбавления, содержат диссоциированные вещества в
равновесных концентрациях. Температура ~1800 К в
промежуточной зоне дает хороший компромисс, хотя в случае высокого
значения температуры газа на входе в турбину может
понадобиться некоторое увеличение температуры в промежуточной зоне
с тем, чтобы в зону разбавления подводилось достаточное
количество воздуха.
При оценке распределения расхода воздуха по различным
зонам промежуточной зоне обычно не отдается предпочтения.
Как правило, для нее отводится то количество воздуха, которое
остается после удовлетворения требований к процессам горения,
разбавления и охлаждения стенок. Тем не менее, когда расход
воздуха в промежуточную зону определен, нетрудно рассчитать

Аэродинамика камеры сгорания 157
число и размеры отверстий в жаровой трубе для подвода этого
воздуха.
Для определения d\ необходимо знать только значение
максимальной глубины проникновения струй УМакс, входящее в
соотношение D.27). Остальные члены этого соотношения либо
уже известны, либо легко вычисляются. Требуемая глубина
проникновения струй воздуха в промежуточной зоне невелика,
поскольку большая часть газов, вытекающих из первичной зоны,
находится возле стенок. (Из простых геометрических
соотношений следует, что в трубчатых камерах сгорания такое течение
более выражено, чем в кольцевых.)
Типичные значения Умакс составляют 0yl4DL и 0,2Z)l
соответственно для трубчатой и кольцевой камер. После того как
величины п и dj определены из D.27) и D.40), по формуле D.41)
можно найти диаметр отверстий.
Длину промежуточной зоны, вообще говоря, можно оценить
по соотношениям, учитывающим химическую кинетику и время
пребывания газов, или же из соображений смешения струй;
однако, насколько известно автору этой книги, более или менее
полной теории этого вопроса не имеется. На практике
указанная длина варьируется почти от нуля в подъемных двигателях,
для которых решающее значение имеют длина и вес, а не
полнота сгорания топлива, до ~1,5Dl в маршевых двигателях
самолетов с большой дальностью полета на большой высоте, для
которых основным требованием является высокая полнота
сгорания.
Несмотря на некоторую неясность роли промежуточной зоны
и трудность ее определения, важность этой зоны для получения
заданных рабочих характеристик не следует недооценивать.
Кроме своего основного назначения уменьшать потери от
диссоциации продуктов сгорания она служит продолжением зоны
горения при уменьшении скоростей протекания химических
реакций или испарения топлива. Протяженная промежуточная
зона может заметно повысить полноту сгорания на
пониженных частотах вращения вала двигателя, например на
режиме малого газа, и обеспечить возможность использования
различных топлив. Более того, ее роль становится особенно
важной при запуске и раскрутке двигателя, особенно в
неблагоприятных условиях низких температур окружающего
воздуха.
Наконец, следует отметить, что промежуточная зона
благоприятно влияет на поле температур путем понижения общего
уровня температуры газа и увеличения времени и пути для
размывания горячих локальных объемов, которые в противном
случае могли бы пройти через зону разбавления и вызвать перегрев
лопаток соплового аппарата.

158 Глава 4
Зона разбавления
Быть может, самой важной и в то же время самой трудной
проблемой, с которой сталкиваются при проектировании и
доводке камер сгорания газотурбинных двигателей, является
достижение удовлетворительного и стабильного распределения
температуры газов, поступающих в турбину. В1 прошлом главная
роль при определении геометрических характеристик зоны
разбавления принадлежала экспериментальным методам, так что
путем проб и ошибок достигалось удовлетворительное
распределение температуры для данной конструкции камеры сгорания.
Экспериментальные исследования характеристик зоны
разбавления, выполненные на реальных камерах сгорания, дали
полезную эмпирическую информацию для конструкторов, однако
такие исследования чаще всего не позволяют выявить влияние
каждого фактора в отдельности. Вследствие этого в настоящее-
время обычно считают, что удовлетворительное поле температур
можно получить при правильном выборе глубины
проникновения и числа струй, которые образуют достаточно
локализованные зоны перемешивания, но число и размер отверстий можно
определить лишь экспериментально. К сожалению, более
фундаментальные исследования смешения струй обычно не дают
таких результатов, которые можно легко выразить в виде
параметров, применяемых в практике проектирования камер
сгорания. Тем не менее такие исследования полезны для
определения тенденций влияния конструктивных и режимных
параметров.
Температура элементарного объема газа у выхода из камеры
зависит от всей истории его движения, начиная с выхода из
компрессора. При прохождении камеры сгорания температура
и состав газа быстро меняются под влиянием процессов горения,
теплообмена и перемешивания, причем все они изучены
недостаточно хорошо. Например, на завершающий процесс
перемешивания газов сложным образом влияют размеры и форма
жаровой трубы и перепад давления на ее стенках, размеры, форма
и коэффициенты расхода отверстий, распределение воздуха по
различным зонам камеры и распределение температуры газа,
поступающего в зону разбавления. В' свою очередь для каждой
конкретной камеры сгорания это распределение температур
сильно зависит от характеристик распыливания топлива —
размеров капель, угла топливного факела и дальнобойности, так
как эти параметры определяют протекание реакций горения и,
следовательно, процесс формирования поля температуры
вытекающего из первичной зоны газа. Известно, что
характеристики распыливания в значительной мере определяются
величиной давления подачи топлива, особенно в случаях односопло-
вых и двухсопловых форсунок. Таким образом, можно ожидать,

Аэродинамика камеры сгорания 159
что поля температур также будут изменяться при изменении
давления подачи топлива, хотя для каждой камеры сгорания
степень этого изменения различна и зависит, в частности, от
конструкции камеры и особенно от ее длины. Ввиду этого
весьма желательно осуществлять доводку камеры по
температурным полям при максимальных давлениях, поскольку этот режим
работы двигателя соответствует максимальным тепловым
потокам к лопаткам соплового аппарата и рабочим лопаткам.
Другой трудностью получения требуемой степени
равномерности поля температуры является ненадежность
экспериментальных данных. Вследствие ограничения времени и затрат на
проведение испытаний построение полей температуры
выполняют по измерениям в небольшом числе точек, а даже
небольшое изменение положения зонда может привести к пропуску
горячей локальной зоны в поле температуры на выходе камеры.
Поэтому для определения типичного поля температур весьма
желательно исследовать три или четыре экземпляра камеры
ввиду присущих им индивидуальных различий.
К наиболее важным температурным параметрам относятся
те, которые влияют на мощность двигателя и ресурс его
горячих узлов. Одним из таких параметров является температура
газа перед турбиной Г4, определяемая как среднемассовое
значение температуры в выходном сечении данной камеры
сгорания. Поскольку лопатки соплового аппарата турбины
неподвижны относительно камеры, они должны выдерживать
максимальное значение температуры, имеющееся в поле. Следовательно,
наибольшее отношение к проектированию лопаток соплового
аппарата имеет такой параметр неравномерности температуры,
который характеризует это максимальное значение. Обычно этот
температурный параметр f, называемый коэффициентом
максимальной неравномерности температурного поля, определяется
следующим образом:
Т = (Тмакс-Т4)/(Т4-Т3), D.42)
где ГМакс — максимальное измеренное значение температуры,
Т3 — среднее значение температуры воздуха на входе в камеру,
Т4 — среднее значение температуры газа на ее выходе.
Для лопаток турбины наиболее важна осредненная
радиальная эпюра температур, которая получается из суммы
измеренных значений температуры на данном радиусе жаровой трубы,
деленной на число точек измерений по окружности (т. е. как
среднее арифметическое значение). Типичная радиальная эпюра
температур показана на рис. 4.27. Величиной, характеризующей
неравномерность радиального распределения температуры,
является так называемый коэффициент эпюрной
неравномерности Тк:
-Г3), D.43)

160
Глава 4
где Ттг — максимальное значение температуры, осредненной по
окружности.
Определенные выше коэффициенты неравномерности
наиболее удобны в случае, когда равномерный профиль считается
идеальным. Однако в современных двигателях с высокими
рабочими параметрами, в которых широко используется воздух для
100
1
н
i
I
L
¦=—т
<
Т
'макс
То 7
1 макс
i
d
о
Температура
Рис. 4.27. Эпюры температур по высоте лопатки Ьл.
— •— действительная эпюра; расчетная эпюра.
охлаждения лопаток соплового аппарата и рабочего колеса
турбины, желательно иметь эпюру температур с максимумом
вблизи середины высоты лопатки, как показано на рис. 4.27.
Коэффициентом неравномерности, учитывающим такую эпюру,
является величина эпюрной неравномерности ТТ:
Тч = (Г4, г - Г4, <*)макс/(Г4 - Г3), D.44)
где (Г4, г — 7\ <0макс — величина максимальной разности осред-
ненных по окружности действительной и желаемой температур,
взятых при одинаковых значениях радиуса.
Для описания распределений температуры на выходе камеры
сгорания иногда используются статистические методы. Они
предназначаются в основном для анализа факторов, влияющих на
распределение температур в данной камере при ее доводке, и
для выявления причин различий измеренных распределений в
камерах номинально одинаковой конструкции [48—50].
Проектирование участка разбавления
Количество воздуха, требуемого для разбавления, может
быть найдено из диаграмм типа рис. 4.28, а также оценок
диаметра жаровой трубы и ее коэффициента потерь давления. При
проектировании участка разбавления главными параметрами яв-

Аэродинамика камеры сгорания
161
ляются число и размер отверстий и длина зоны разбавления.
Для получения удовлетворительного поля температуры газа на
выходе из камеры проникновение струй воздуха и их число
необходимо выбрать таким образом, чтобы создавались достаточ-
30
40 -
60 U
1
-
800 / /
100 / /
600 /
i
у
i
i
1 / /
Ч/
i i
\/i
/40
1
400 500
600
700
800 900
Рис. 4.28. Влияние повышения температуры газа в камере сгорания на
располагаемое количество воздуха для охлаждения и разбавления, Тг = 1800 К [1].
но локализованные области перемешивания газа. Глубина
проникновения струи из круглого отверстия зависит от его
диаметра [см. D.27)]. Если число отверстий слишком велико, то
проникновение струй будет слабым и горячее ядро потока пройдет
через зону разбавления не затронутым. В1 другом предельном
случае малого числа больших отверстий образуется холодное
ядро (из-за чрезмерного проникновения струй), и
перемешивание оказывается неудовлетворительным. Таким образом,
определение оптимального числа и размера отверстий является первым
шагом в процессе проектирования участка разбавления.
В исследовании аэродинамики трубчатых камер сгорания
[1] установлено, что при любом данном отношении расходов
разбавляющего воздуха и газов m\/mT наиболее равномерное
поле температуры газа соответствует некоторому значению
DL/ndj. Связь между m//mr и Db/ndj показана на рис. 4.29 для
П Зак. 761

162
Глава 4
нескольких значений 7V/7Y Так как диаметр жаровой трубы Dl
известен, то легко определяется величина ndj. Зная величину
/id?, из формулы D.40) можно найти п и dj. Действительный
геометрический диаметр отверстий для разбавляющего воздуха
определяется затем из формулы D.41).
0.2 0,3 0.4 0,6 0,8 1.0 2,0 3,0 4,0
rhj /тг
Рис. 4.29. Диаграмма для проектирования зоны разбавления трубчатой
камеры сгорания.
0,6 0,8 1,0
3,0 4.0
Рис. 4.30. Диаграмма для проектирования зоны разбавления кальцевой
камеры сгорания с односторонним подводом воздуха.
Оптимальные число и размер отверстий на участке
разбавления кольцевой камеры сгорания можно установить аналогичным
способом, используя зависимости для зон разбавления с
односторонним (рис. 4.30) и двусторонним (рис. 4.31) подводом
воздуха [22]. Здесь использован параметр {2DL + DiJ/ndjDL, где
DL — высота жаровой трубы, a Dt ее внутренний диаметр.
Поскольку DL и Di известны, указанные графические зависимости

Аэродинамика камеры сгорания
163
также дают величину ndj, и по формулам D.40) и D.41)
определяются оптимальные число и размер отверстий.
Длина зоны разбавления обычно составляет ~1,5jDl. При
меньшей длине перемешивание оказывается недостаточным, а
6,0
5,0
0,3 0,4 0,6 0,8 1,0
ihj /тг
2,0 3,0 4,0
Рис. 4.31. Диаграмма для проектирования зоны разбавления кольцевой
камеры сгорания с двусторонним подводом воздуха.
при большей почти не уменьшается неравномерность поля
температур, так как дополнительный расход воздуха на
охлаждающую завесу стенок приводит к уменьшению располагаемого
количества разбавляющего воздуха.
Обобщение результатов экспериментов
Наиболее важными параметрами, от которых зависит
равномерность температурного поля газов в выходном сечении
камеры, являются длина жаровой трубы и перепад давления на
ее стенках. Первый определяет располагаемые для
перемешивания время и длину, а второй — глубину проникновения струй
разбавляющего воздуха и скорость их смешения с продуктами
сгорания.
Из анализа экспериментальных данных для трубчатых, труб-
чато-кольцевых и кольцевых камер сгорания установлено, что
т — т
макс л 4
f(LL
АР/
D.45)
где APL — перепад давления на стенке жаровой трубы, LL — ее
полная длина, DL — диаметр или высота жаровой трубы.
Обобщение данных для трубчатых и кольцевых камер
сгорания показано соответственно на рис. 4.32 и 4.33. Отметим, что
в качестве обобщающего параметра используется отношение
L/D жаровой трубы в целом, а не только участка разбавления.
11*

164
Глава 4
Для трубчатых и трубчато-кольцевых камер сгорания
получена зависимость
макс
1 л ~"~ 1 г
а для кольцевых
Т —Т
макс 4 1
тЛ —
D.46)
D.47)
Из сопоставления рис. 4.32 и 4.33 видно, что при любом
заданном значении Ll/Dl неравномерность поля температур в
20 30 40
50 60 10 80
(L/D)LAPL/q
90 W0
Phq. 4.32. Коэффициент максимальной неравномерности температуры газов в
трубчато-кольцевых камерах сгорания.
формула D.46).
20 30
50 60 10 80
(L/D)LLPjq
90 100
Рис. 4.33. Коэффициент максимальной неравномерности температуры газов в
кольцевых камерах сгорания.
формула D.47).
первом случае меньше. Это объясняется меньшими значениями
скорости воздуха в кольцевых каналах трубчато-кольцевых ка-

Аэродинамика камеры сгорания 165
мер, что приводит к лучшему проникновению и перемешиванию
струй воздуха. Более того, распределение давления в кольцевых
каналах трубчато-кольцевых камер меньше зависит от
изменений профиля скорости воздуха на входе в камеру. Это
результат влияния продольных зазоров между жаровыми трубами,
которые автоматически обеспечивают радиальное выравнивание
давления по всей длине камеры. В противоположность этому в
кольцевой камере разность давлений между внутренним и
наружным кольцевыми каналами определяется формой профиля
полного давления потока перед воздухозаборником жаровой
трубы.
Формулы D.46) и D.47) можно представить в виде
\ D.48)
где Т = (ГмаКс — Г4)/(Г4 — Г3), Л = 0,07 для трубчатых и 0,05
для кольцевых камер. Формула D.48) может быть полезной на
стадии предварительного проектирования при оценке
минимальной длины жаровой трубы, требующейся для получения
заданной степени равномерности поля температур.
Определение неравномерности поля температур
в автономных стендовых испытаниях
Достижение заданной степени равномерности поля
температур обычно является трудоемким и дорогостоящим делом,
поэтому стендовые испытания должны готовиться и проводиться
очень тщательно с тем, чтобы получить подробные и надежные
результаты при минимальных затратах. Отметим следующие
общие требования к испытаниям камер на стенде:
1. Стендовые испытания должны проводиться на
предельных режимах по температуре воздуха и продуктов сгорания, а
также по скорости потока в камере.
2. Если на камерном стенде нельзя получить
максимального давления, то окончательную доводку поля температур
следует проводить на двигателе.
3. Камерный испытательный стенд должен обеспечивать
близкую имитацию профиля скорости воздуха на входе в
камеру, а также крутку потока.
4. Должны быть устранены неконтролируемые утечки
воздуха на выходе из камеры.
5. Следует строго контролировать расход воздуха через щели
охлаждения. Это важно потому, что изменения технологии
изготовления камер могут существенно повлиять на
гидравлические характеристики щелей.
6. Испытания нужно проводить на нескольких экземплярах
камеры для определения случайного разброса данных. Если это

166
Глава 4
невозможно, то камеру следует несколько раз перебрать и после
каждой переборки провести испытания с определением поля
температур.
7. Следует проверить работу форсунок в отношении
гидравлических параметров и распределения топлива пр факелу рас-
пыливания.
МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ
Турбулентное течение газа с переменной плотностью,
возникающее при взаимодействии потока продуктов сгорания, струй
1 2
I I 3 A
В В В В В В—b-~pl _ 1 , с
О ¦ « ф * « « «-^А-^ ^^^-О^ *
Рис. 4.34. Линии тока в осевой плоскости зоны разбавления трубчато-коль-
цевой камеры [51].
Рис. 4.35. Поверхности тока в зоне разбавления и газосборнике трубчато-
кольцевой камеры [51].

Аэродинамика камеры сгорания
167
воздуха и пристеночной воздушной завесы, пока не удается
точно описать с помощью современных методов моделирования;
потребуется значительное усовершенствование этих методов,
прежде чем их можно будет уверенно применять в задачах
проектирования камер сгорания. Пока используются более простые
модели, основанные на комбинации принципов динамики
жидкости, надежных экспериментальных данных и прямых
математических процедур.
В работе [51] была развита модель этого типа для расчета
формы струй воздуха зоны разбавления от места их ввода до
0,6
t
0
Рис. 4.36. Траектории
одиночная
Встречные
/С
1
0,2
струй
0
—V
1
0,4
[511-
3,6
О
D _^-О——"—"
г>—¦—
^^
^о- °
1 1
0,6 0,5
—о
—а
V
—0
f
w
выхода из камеры. Учитывалась реальная форма камеры, поток
горячих газов представлялся трубками тока внутри зоны
разбавления и газосборника, а для расчета траекторий струй
использовались соотношения баланса массы и количества
движения.
Линии тока внутри зоны разбавления и газосборника
определены в предположении радиального равновесия потока в
продольной (осевой) плоскости. На рис. 4.34 показаны линии тока
в жаровой трубе трубчато-кольцевой камеры в отсутствие струй
разбавляющего воздуха. На рис. 4.35 показаны сечения
поверхностей тока, получающихся в результате преобразования
течения. Из сравнения рис. 4.34 и 4.35 ясно виден сложный
трехмерный характер течения.
Параметрами, которые следует задавать при расчете
траекторий струй разбавляющего воздуха, являются величина
начального количества движения струи (падение давления на жаровой
трубе), угол ее ввода и температура потока. Модель трехмерной
струи [51] аналогична разработанной в работе [52] для струи
из круглого отверстия в поперечном сносящем потоке. Кроме
того, модель учитывает изменения скорости бокового
расширения струи при изменении угла между струей и сносящим
потоком, а также произвольные изменения скорости и этого угла.

168
Глава 4
Метод, по-видимому, применим к зонам разбавления
различной конфигурации. На рис. 4.36 показано сравнение траекторий
одиночной и двух встречных струй с одинаковым расходом
массы и потоком количества движения при их подаче в трубу
кругового сечения. При отношении потоков количества
движения, равном 3,6, одиночная струя проникает в поток дальше
оси трубы, а встречные струи в этом случае не достигают оси и
13,9%
10,3%
13,9%
Рис. 4.37. Степень перекрытия потока струями в сечении 6 с пятью
равномерно расположенными по окружности отверстиями в зоне разбавления [51].
11,8%
10%
11,8%
16%
16%
Рис. 4.38. Степень перекрытия потока струями в сечении 6 с семью равно-
•[\q] KHHaifaegeBd эное 8 иювиюёэаю июонжЛсЬю оп ишчннэжоггопэвс! d
теоретически не должны распространяться глубже, чем на
половину радиуса.
На рис. 4.37 и 4.38 показаны положения осей струй, доля
горячего газа, эжектируемого каждой струей, и приближенно
часть площади в выходном сечении газосборника, занятой
струями, для зон разбавления с пятью и семью отверстиями.
В обоих случаях размеры отверстий, расстояние между ними и
расположение (шахматное) были одинаковыми. Поскольку
анализ не учитывал турбулентного перемешивания, то части
площади поперечного сечения на рис. 4.37 и 4.38, не перекрытые
струями, нельзя считать областями с температурой, равной
температуре набегающего потока. Эти схемы лишь иллюстрируют,
насколько эффективно спроектирована зона разбавления.
Например, в случае пяти отверстий струи эжектируют 64,1 %
расхода горячего газа, а в случае семи — 90,6%, т. е. в первом
случае перекрытие потока может оказаться недостаточным для
получения удовлетворительного поля температур на входе в
турбину.
Таким образом, описанная модель не позволяет определить
величину коэффициента неравномерности ноля температур, но

Аэродинамика камеры сгорания 169
дает полезные указания относительно оптимального
расположения отверстий для струй разбавляющего воздуха и,
следовательно, позволяет уменьшить время и стоимость доводки камеры
сгорания.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Теоретические и экспериментальные исследования
закрученных и циркуляционных течений, измерения глубины
проникновения и перемешивания струй, а также коэффициентов расхода
отверстий различного типа, включая щели охлаждения, помогли
выяснить и устранить ряд причин вредных потерь полного
давления и обеспечили достаточно надежную базу для
аэродинамического проектирования традиционных камер сгорания ГТД.
Одной из важных нерешенных проблем аэродинамики камер
является устойчивость течения, особенно в прямоточных
кольцевых камерах сгорания. Необходимы новые конструктивные
идеи для создания более устойчивых и воспроизводимых течений
без увеличения потерь давления. Возможно, полезный вклад в
решение этой проблемы могут внести конструкторы
компрессора.
ОБОЗНАЧЕНИЯ
А — площадь;
^о,геом ~~" геометрическая площадь отверстий;
^о,эфф — эффективная площадь отверстий в жаровой трубе;
Лап — площадь кольцевых каналов;
Аг = Ао, геом/Аап — отношение площадей;
CD — коэффициент расхода;
Дзт — диаметр втулки завихрителя (см. рис. 4.15);
DL — диаметр или высота жаровой трубы;
Dt—внутренний диаметр кольцевой камеры сгорания;
DSw — диаметр завихрителя;
d — диаметр;
ds — диаметр вторичных отверстий;
/ = Pyf^y/prt/r — отношение потоков количества движения;
/С = 1 + АРь/qan — отношение динамических давлений на
входе и выходе из отверстия;
^Сь ^2— константы в формуле D.11);
k — отношение площадей поперечных сечений жаровой
трубы и корпуса;
L — длина;
М — число Маха;
т — расход массы воздуха;
те — эжектируемый расход массы воздуха;

J70 Глава 4
thF — расход массы топлива;
thp — отношение расхода воздуха в первичную зону к
полному расходу в камеру;
^п.з — расход в циркуляционном течении первичной зоны;
тг —максимальный расход массы в возвратном течении;
ths — расход воздуха через вторичные отверстия;
msn — отношение расхода воздуха, поступающего в
воздухозаборник, к полному расходу в камеру;
п — число отверстий;
Р — полное давление, Па;
р — статическое давление, Па;
q— динамическое давление, Па;
R — газовая постоянная, 286,9 Нм/(кг-К);
г — радиус; отношение площади поперечного сечения
корпуса к площади входа в камеру сгорания;
5 —длина оси струи;
SN — параметр крутки;
Т — температура торможения, К;
Т — коэффициент максимальной неравномерности поля
температур;
Т—коэффициент эпюрной неравномерности температуры
газа;
U — скорость;
X — расстояние от отверстия вниз по течению;
х — расстояние вниз по течению;
Y — глубина проникновения струи;
сс = riio/than — отношение расхода воздуха через отверстия
к расходу в кольцевом канале;
Р — отношение падения давления на жаровой трубе к
падению давления в камере;
V — отношение удельных теплоемкостей;
А — разность;
9 — угол ввода струи; угол установки лопаток завихри-
теля;
Я — коэффициент потери давления в диффузоре;
р — плотность.
Индексы
О — начальное значение;
3 — плоскость входа в камеру сгорания;
4 — плоскость выхода из камеры сгорания:
г — газ;
дифф —диффузор;
к — камера сгорания;
л — лопатка;
макс — максимальное значение;

Аэродинамика камеры сгорания 1 71
мин — минимальное значение;
п. з—первичная зона;
пр — промежуточная зона;
см — смешение;
т — турбина;
опт — оптимальное значение;
an — кольцевой канал;
/ ~ локальное значение;
/ — струя;
L— жаровая труба;
о — отверстие;
sw — завихритель;
"" — среднее (характерное) значение.

5
Полнота сгорания топлива
ВВЕДЕНИЕ
Полнота сгорания топлива является одной из важнейших
характеристик камеры сгорания. Неполное сгорание — это
прежде всего непроизводительные потери топлива, которые
недопустимы ввиду быстро возрастающей стоимости топлива и
ограниченности его запасов, особенно на борту летательного
аппарата. Другое важное соображение заключается в том, что
неполнота сгорания топлива проявляется в нежелательных или
вредных выбросах загрязняющих окружающую среду веществ,
главным образом несгоревших углеводородов и окиси углерода.
Для удовлетворения нормам выброса вредных веществ (см.
гл. 11) требуется обеспечить полноту сгорания топлива,
превышающую 99 % на всех рабочих режимах. Авиационные
двигатели должны удовлетворять дополнительному требованию,
заключающемуся в том, что достаточно высокий уровень полноты
сгорания топлива, скажем от 75 до 80 %, должен быть обеспечен
и на режиме набора оборотов при повторном запуске двигателя
после срыва пламени на большой высоте. Относительно высокая
полнота сгорания топлива в этом случае требуется потому, что
на режиме авторотации двигателя давление и температура
воздуха, поступающего в камеру сгорания, близки к их значениям в
окружающей среде; на больших высотах они настолько низки,
что диапазон устойчивого горения становится очень узким.
В этом случае попытка с помощью системы регулирования
двигателя компенсировать снижение полноты сгорания подачей
большего количества топлива может привести к срыву пламени
на «богатом» пределе (гл. 6). В связи с этим важно, чтобы
размеры камеры сгорания авиационного двигателя были бы
достаточно большими и выбирались из условия обеспечения
необходимого уровня полноты сгорания топлива при запуске
двигателя на предельной высоте, для которой гарантируется
надежный запуск.
Характерная для настоящего времени тенденция к
использованию топлив пониженного качества или так называемых
альтернативных топлив, обладающих повышенной вязкостью и
более широким диапазоном температур кипения, может
существенно осложнить проблему достижения высокой полноты его-

Полнота сгорания топлива 173
рания. Это связано со снижением качества распиливания и
увеличением времени испарения таких топлив в камере сгорания.
Для решения проблемы использования указанных топлив
потребуется уделить значительно большее внимание исследованию
физических процессов горения, чем это обычно делалось в
прошлом.
ПРОЦЕСС ГОРЕНИЯ
Процесс горения в газотурбинном двигателе поддерживается
обычно путем впрыска в циркуляционную зону камеры
сгорания жидкого топлива, которое затем воспламеняется с некоторой
задержкой по времени, необходимой для частичного или
полного его испарения. Основное назначение этого процесса состоит
в том, чтобы повысить температуру воздушного потока до
заданного уровня при минимальном расходе топлива. Отсюда
следует, что при конструировании камер сгорания ГТД очень важно
знать взаимосвязи между полнотой сгорания топлива,
размерами камеры сгорания и изменяющимися по режимам
параметрами— давлением, температурой и расходом воздуха. К
сожалению, в первичной зоне камеры сгорания газотурбинногй
двигателя одновременно протекает большое число весьма,
сложных физических и химических процессов. К ним относятся рас-
пыливание и испарение топлива, смешение его с воздухом и
продуктами сгорания, химические реакции и теплообмен. Прогресс
в отношении выделения отдельных процессов из общего
комплекса и оценки значения каждого из них при различных
внешних условиях невелик, и поэтому в настоящее время не
представляется возможным создать достаточно строгую общую теорию.
В связи с этим вывод обобщающих параметров,
устанавливающих связь между характеристиками процесса горения,
размерами камеры и условиями ее работы, может быть сделан пока
только на основе упрощенных моделей зоны горения. Одна из
таких моделей базируется на хорошо известном и широко
используемом предположении о том, что суммарное время, необходимое
для сгорания жидкого топлива, представляет собой сумму
времен, необходимых для испарения топлива, смешения его паров
с воздухом и продуктами сгорания и протекания химической
реакции. Поскольку располагаемое для горения время обратно
пропорционально массовому расходу воздуха тА, то
коэффициент полноты сгорания можно представить [11] в виде
Цс = f (mAyl D- + 4- + 4Л"', E.i)
где me — массовая скорость испарения, гасм — массовая скорость
смешения, the — массовая скорость химической реакции.

174 Глава 5
В реальных устройствах для сжигания топлив максимальная
скорость тепловыделения может, в зависимости от условий,
лимитироваться скоростью испарения, скоростью смешения или
скоростью химических реакций либо, в редких случаях, всеми тремя
этими скоростями одновременно. Однако при переходах от
одного режима горения к другому вполне возможно, что
суммарный коэффициент полноты сгорания будет определяться
скоростью только двух из трех упомянутых процессов. Прежде
чем приступить к исследованию таких случаев, рассмотрим по
отдельности влияние процессов протекания химических реакций,
смешения и испарения на полноту сгорания.
ПРОЦЕССЫ ГОРЕНИЯ, ЛИМИТИРУЕМЫЕ СКОРОСТЬЮ
РЕАКЦИИ
Существуют два широко распространенных способа
приближенного описания процесса горения в камере сгорания, в основе
которых лежит предположение о том, что суммарная скорость
тепловыделения определяется скоростью протекания химических
реакций: моделирование по скорости распространения пламени
и моделирование реактором идеального смешения.
Модель по скорости распространения пламени
Здесь предполагается, что зона горения подобна по своей
структуре турбулентному фронту пламени в гомогенной горючей
смеси. Характеристики процесса горения в этом случае зависят
от величины отношения скорости распространения
турбулентного пламени к скорости подачи горючей смеси в зону горения.
Предполагается также, что скорости испарения и смешения
бесконечно велики и что топливо, вступающее в реакцию, сгорает
полностью. В этом случае неполнота сгорания может быть
связана лишь с проникновением через зону горения части топлива,
прошедшего мимо турбулентного фронта пламени (рис. 5.1).
Такая модель была использована в работе [2] для вывода
параметра, с помощью которого удалось удачно обобщить
экспериментальные значения коэффициентов полноты сгорания
топлива, полученные в широком диапазоне изменений давления,
температуры и массового расхода воздуха в камерах сгорания
различной конструкции. Краткое описание этой модели
приведено ниже. Более подробные сведения можно найти в работе
[2], а также в работе [3], посвященной дальнейшему развитию
этой модели.
Коэффициент полноты сгорания определяется отношением
Тепло, выделенное при сгорании ,~ ^\
'с Тепло, содержащееся в топливе ^ ' '
= prAfSTcpr АТ/ктАН. E.3)

Полнота сгорания топлива 175
По определению срткТ = хЯ; можно допустить также, что
поверхность фронта пламени Af пропорциональна характерной
площади поперечного сечения камеры сгорания Ах. Тогда
уравнение E.3) упрощается и приводится к виду
4cc*ST/Ux. E.4)
Если выразить Ux через тл, Рг и Лх, a St — через скорость
распространения ламинарного пламени и интенсивность турбулент-
Топливо
2
\
Воздух—~~~~~*' О
•!ллл-
3
\
«DO
ч.
Рис. 5.1. Моделирование процесса горения по скорости распространения
пламени.
/ — диффузор; 2 —жаровая труба; 3—зона турбулентного пламени.
ности, которая в свою очередь зависит от величины потерь
давления в жаровой трубе, то уравнение E.4) примет вид
Цс=f fPz\(wm"p(W)\ r^j\°5m (бвб)
Экспериментальные данные о полноте сгорания топлива,
полученные при низком давлении в камерах сгорания нескольких
типов, хорошо обобщаются при значении m = 0,75 [3].
Подставляя это значение в E.5), получим
Пв = f ^Щ^ьу^ ^у E б)
Камеры сгорания в своем большинстве мало отличаются
друг от друга значениями входной температуры воздуха,
вследствие чего уравнение E.6) не сильно зависит от величины Ь. По
данным работы [3], «идеальные» значения этой величины
составляют 300 и 150 соответственно для значений отношения
воздух/топливо, равных 60 и 120. Однако для большинства
реальных камер сгорания экспериментальные данные
удовлетворительно обобщаются при постоянном значении Ь = 300.
Необходимость включения в уравнение E.6) множителя,
учитывающего потери давления, недостаточно подтверждена
экспериментально. В связи с этим, а также из-за малой разницы в
величинах потерь давления для различных камер сгорания
таким множителем обычно пренебрегают. Тогда уравнение E.6)

176
Глава 5
упрощается и в нем появляется хорошо известный параметр 6 *):
E.7)
т,
Уравнение E.7) весьма успешно применялось для
обобщения экспериментальных данных о полноте сгорания топлива.
В результате оказалось возможным существенно сократить
объем стендовых испытаний, необходимых для оценки
характеристик вновь проектируемых камер сгорания. На рис. 5.2 по-
pi-75exp(T3/300)/mA
Рис. 5.2. Экспериментальные данные о
полноте сгорания топлива в камере
авиационного двигателя [1].
Рис. 5.3. Характеристики полноты
сгорания топлива для трех различных
камер сгорания [1].
казано, что небольшого числа экспериментальных точек
достаточно для построения полной рабочей характеристики камеры
сгорания. Такая характеристика позволяет с достаточной
степенью точности оценить величину коэффициента полноты
сгорания топлива при параметрах воздуха, которые не могут быть
воспроизведены на экспериментальном стенде (естественно, при
условии, что такая экстраполяция не приводит к нарушению
основного допущения о том, что процесс горения лимитируется
по-прежнему только скоростями протекания химических
реакций, а не испарением топлива или другими факторами).
Основное достоинство уравнения E.7) заключается в том,
что оно позволяет «моделировать» размеры и условия работы
камер сгорания, приводя их к некоторым известным и
проверенным значениям. Сохраняющиеся при этом некоторые различия
в характеристиках камер можно считать полностью обусловлен-
1) В подавляющем большинстве отечественных и зарубежных работ
используется параметр, имеющий структуру ~ 1/9, и, следовательно, г\с =
= Т7A /9). При этом в отечественной литературе полагается ч\с = Fi(Kv), где
К\ — параметр форсирования (форсированности), а в зарубежной — т^ =
= F2(Q), где Q — параметр (фактор) нагрузки. — Прим. ред.

Полнота сгорания топлива
177
60
4о
г-^Трубчагпые и
труочато-
кольцевые
г i Кольцевые
° ' l75 \75 iT
=И* A*D* exPi
7
Рис 5.4. Обобщенные характеристики
полноты сгорания в камерах тради-
ционных схем fi].
ными конструктивными отличиями этих камер. Это чрезвычайно
важно, особенно когда возникает необходимость в выборе
конструкции новой камеры сгорания из нескольких существующих
прототипов, ни один из которых не имеет заданных размеров
или не испытывался на требуемых режимах.
Методику использования параметра 0 можно
продемонстрировать примером на рис. 5.3, где изображены три
характеристики, относящиеся к трем различным по конструкции камерам
сгорания. Очевидно, что камера А лучше камеры С, поскольку
полнота сгорания топлива в ней
выше при всех значениях
параметра 8. Это значит, что при
любых значениях (тд, Р3, Г3)
камера типа А при меньших
размерах может иметь те же
характеристики, что и камера
типа С. Сравнение кривых для
камер А и В показывает, что
в некоторой области режимов
лучшими характеристиками
обладает камера Л, однако
камера типа В превосходит ее на
режимах запуска в условиях
очень больших высот.
Конструкция любой новой камеры сгорания в значительной
степени базируется на предшествующем опыте. Наиболее
удобный метод обобщения предшествующего опыта заключается в
использовании графиков, на которых характеристики всех
известных камер сгорания представлены в виде зависимостей от
важнейших переменных. Такого типа зависимость приведена на
рис. 5.4, где изображены кривые изменения полноты сгорания
топлива в зависимости от параметра 6. Заштрихованные
области на этом рисунке охватывают экспериментальные данные,
полученные при испытании большого числа современных
трубчатых, трубчато-кольцевых и кольцевых камер. Рис. 5.4 можно
использовать для определения размеров камеры, характеристики
которой должны отвечать заданным требованиям. Наиболее
неблагоприятные условия работы возникают на режимах с
минимальными значениями давления в камере. К счастью, этим
условиям всегда соответствуют «нерабочие» высотные режимы, для
которых допустима низкая (например, 80 % ) полнота сгорания
топлива. Определив по графикам рис. 5.4 параметр 6,
соответствующий некоторой точке, в которой полнота сгорания топлива
равна 80%, и подставив в выражение для него заданные
значения Рз, Тз и гпа, можно вычислить характерные размеры
камеры Лх и Dx. Расчетная точка должна выбираться на основе
разумного компромисса между необходимостью получения
12 Зак. 761

178
Глава 5
высоких рабочих характеристик и стоимостью разработки
соответствующей конструкции.
После того как основные размеры новой камеры
установлены, принимается важное решение о законе распределения
воздуха по ее зонам. Известно, в частности (см. табл. 4.2), что
доля воздуха, подаваемого в
первичную зону, оказывает
решающее влияние на все
важнейшие характеристики
процесса горения.
В большинстве практически
важных случаев трудно все же
гарантировать, что
действительный состав смеси в
первичной зоне соответствует
расчетному. Благоприятным
обстоятельством является, однако, то,
что о действительном составе
смеси в первичной зоне и
других важных характеристиках
процесса горения многое
можно узнать из рассмотрения
кривых у\с = /@I). Теоретические
зависимости, приведенные на
рис. 5.5, показывают, что
каждая из кривых tjc = /@), по
существу, представляет собой
объединенную характеристику
первичной и промежуточной
зон горения (а также зоны разбавления в случае низкого
давления). Штриховая линия, выходящая из начала координат,
является характеристикой первичной зоны. Верхний предел этой
линии соответствует израсходованию всего поданного топлива.
В этой точке полнота сгорания не достигает 100 % из-за потерь,
обусловленных диссоциацией продуктов сгорания. В
промежуточной зоне эти потери возмещаются, что достигается
локальным вводом дополнительного воздуха. Характеристика
промежуточной зоны представлена штриховым участком кривой,
выходящей из точки, соответствующей максимальному значению
коэффициента полноты сгорания в первичной зоне. Сплошной
линией на рис. 5.5 показана суммарная характеристика обеих,
первичной и промежуточной, зон; она иллюстрирует полноту
Рис. 5.5. Идеализированные
характеристики полноты сгорания топлива
1 — характеристика вторичной зоны; 2—
максимальная полнота сгорания в первичной
зоне; 3—характеристика первичной зоны;
4 — минимальное давление.
!) Приведенный анализ зависимости полноты сгорания топлива от
параметра 0 является, по меньшей мере, спорным, так как в действительности при
изменении этого параметра изменяется полнота сгорания топлива
одновременно и в первичной, и во вторичной зонах. — Прим. ред.

Полнота сгорания топлива
179
сгорания топлива, обычно определяемую в испытаниях.
Теоретически высокий уровень полноты сгорания можно было бы
поддерживать при снижении давления посредством
уменьшения массового расхода воздуха. Однако при снижении давления
газа возрастают тепловые потери и заметно снижается качество
распыливания топлива. Вследствие этого фактически всегда
существует такое минимальное значение давления газа, ниже
которого горение невозможно. Влияние плохого распыливания и
тепловых потерь
иллюстрируется на рис. 5.5 тем, что нижняя
часть суммарной
характеристики отклонена от штриховой
прямой линии и пересекает
абсциссу при некотором
конечном значении 0.
Влияние состава смеси в
первичной зоне на полноту
сгорания показывает рис. 5.6, на
котором представлены
типичные кривые для первичных зон
со стехиометрической, бедной и
богатой смесями. В стехиомет-
рических смесях как скорость
распространения пламени, так
и диссоциация близки к
максимальным значениям.
Поэтому левая часть
соответствующей кривой на рис. 5.6 очень
круто поднимается вверх и
постепенно становится более
пологой при полноте сгорания топлива, близкой к 80%. При
бедной смеси в первичной зоне нижняя часть кривой
смещена вправо относительно кривой для стехиометрической смеси
в сторону больших значений 6, а наклон ее менее крут. Переход
ее к более пологому участку происходит при более высоком
(около 85 % ) уровне полноты сгорания топлива, что объясняется
меньшими потерями тепла из-за диссоциации.
Нижняя часть кривой для богатой смеси расположена ближе
к началу координат, и крутизна ее вследствие относительно
низкой скорости распространения пламени также не очень
велика. Поскольку в этом случае существенная доля тепла
выделяется в промежуточной зоне, то менее четко разделяются на
кривой участки, соответствующие первичной и промежуточной
зонам; кривая монотонно, без видимого перелома поднимается
по мере увеличения 6.
Возможность достижения при больших значениях 6 100 % -
ной полноты сгорания топлива частично зависит от длины
Рис. 5.6. Влияние состава смеси в
первичной зоне на полноту сгорания
[1].
стехиометрическая первичная зона;
|богатая первичная зона; бедная
первичная зона.
12*

180 Глава 5
жаровой трубы, но в большей степени — от количества воздуха,
расходуемого на завесу для охлаждения ее стенок. Несгоревшее
или частично сгоревшее топливо может быть увлечено этими
пристеночными потоками воздуха, перенесено вдоль жаровой
трубы к ее выходу и вынесено из камеры сгорания. Поскольку
температура охлаждающего воздуха невелика, незначительны
также и скорости химических реакций; следовательно, мала
также вероятность дальнейшего протекания реакции и в несго-
ревшей смеси, увлеченной потоком охлаждающего воздуха.
Таким образом, можно сказать, что чем меньше количество
воздуха, используемого для охлаждения стенок камеры, особенно
в первичной зоне, тем больше вероятность достижения 100 %-ной
полноты сгорания топлива.
«Реакторная» модель
По другому упрощенному методу количественного описания
процесса горения в камере сгорания газотурбинного двигателя
первичная зона горения уподобляется реактору с идеальным
смешением, в котором топливо и воздух, поступающие с
некоторой постоянной массовой скоростью, мгновенно смешиваются со
всеми другими газообразными компонентами, находящимися в
этой зоне. Продукты сгорания вытекают из этой зоны также с
постоянной массовой скоростью. Их состав и температура
идентичны составу и температуре смеси внутри зоны.
Возможность применения простой теории скорости реакции
к реальным устройствам горения рассматривалась в работах
[4—6]. Это приближение основывается на предположении, что
суммарная скорость горения лимитируется скоростью одной из
реакций. Исследования кинетики процесса горения показывают,
что справедливость этого предположения далеко не доказана.
Оправданием служит только большая простота этой теории и
возможность тем не менее удовлетворительно объяснить
результаты экспериментальных исследований.
Основной недостаток моделирования первичной зоны
реактором идеального смешения заключается в том, что скорость
тепловыделения зависит от температуры среды внутри реактора.
Очевидно, что это серьезно затрудняет расчетное определение
полноты сгорания, поскольку для определения температуры
среды (газов) в реакторе необходимо заранее знать величину
коэффициента полноты сгорания топлива. В работе [6], однако,
удалось представить суммарные скорости тепловыделения для
стехиометрических смесей в зависимости от температуры
входящего воздуха. В дальнейшем было установлено, что это
приближение справедливо также и для других значений отношения
топливо/воздух [2]. На рис. 5.7 показано, как изменяется
максимальная скорость тепловыделения при различных температу-

Полнота сгорания топлива
181
рах входящего воздуха. Из этого рисунка следует, что
зависимость скорости тепловыделения от температуры можно учесть,,
если в выражение для скорости реакции включить множитель
ехр(Г3/6), в котором величина Ъ изменяется в зависимости от
коэффициента избытка топлива ф так, как показано на рис. 5.8..
з -
2 -
1
Ac/
7
1
<с~ехрA^/зЬ0)
7 -
О
ОЛ 0,6 0,5 7,0
,4оля сгоревшего топлива
Рис. 5.7. Зависимость доли сгоревшего
топлива для стехиометрической смеси
от параметра нагрузки [21.
400
300
200
то
0
i
- Ыа
-
-
1
IV?
I i i 1,
! 1-1 •!
Ofi
0,8
Рис. 5.8. Зависимость температурной
постоянной Ь от коэффициента избыт-
ка топлива ф в первичной зоне [21.
Таким образом, уравнение B.14), например, может быть
представлено в виде
44 ^ — л } A — Т| (гЛ
'С/ V'C'/ /г" Q\
—^ . E-8)
ург
'exPlir
либо в более удобной форме
P23Vcexp(T3lb)
ИЛИ У\с
=/(ф,
ехр (Га/ft)
при п =
при п= 1,75.
E.9)
E.10)
(В опытах Лонгвелла и Вейсса [7] с реактором идеального
смешения было определено п= 1,8, что находится в хорошем
согласии с величиной п= 1,75, полученной в результате анализа
экспериментальных данных о полноте сгорания топлива в
камерах газотурбинных двигателей [2] ).
Уравнение E.10) представляет особый интерес, так как
показывает, что теория, основанная на лимитирующей скорости

182 Глава 5
элементарной реакции, приводит к обобщающему параметру,
очень похожему на параметр 6, который выводится из теории,
построенной по скорости распространения пламени [см.
уравнение E.7)].
Сравнение модели по скорости распространения
пламени с «реакторной» моделью
Нет ничего удивительного в том, что оба этих приближения
приводят к аналогичным обобщающим параметрам, так как в
обоих случаях использовались одни и те же зависимости от
температуры и давления. Во многих практически важных случаях,
например при обобщении экспериментальных значений
коэффициентов полноты сгорания в некоторой конкретной камере
сгорания или геометрически подобных камерах, оба этих
параметра по существу равноценны. Различие между ними
появляется при сравнении камер сгорания, существенно
различающихся по конструкции. В модели по скорости распространения
пламени подчеркивается важность площади поперечного сечения
зоны горения в отличие от модели по скорости реакции, в
которой важную роль играет объем. Это является важным
достоинством, поскольку создает уверенность, что любая новая камера
сгорания, при конструировании которой использовался параметр
8, не только удовлетворит требованиям по полноте сгорания
топлива, но и будет иметь необходимый диапазон устойчивой
работы. Другая благоприятная особенность параметра 0
заключается в том, что он учитывает потери полного давления в
жаровой трубе. Несмотря на то что влияние фактора APl/<7x,
учитывающего потери полного давления, недостаточно изучено
экспериментально, недавно было установлено, что уменьшение
перепада давления в жаровой трубе отрицательно сказывается
на полноте сгорания топлива. Моделирование по скорости
распространения пламени предпочтительнее также и с
теоретической точки зрения, так как приводит к результатам, в полной
мере согласующимся с критериями моделирования,
предложенными в работах [8, 9].
Малоразмерная модель может быть использована для
определения характеристик полноразмерной камеры сгорания в том
случае, когда топливо, отношение топливо/воздух, скорость и
температура в них одинаковы, а давление газа обратно
пропорционально линейному размеру [9]. Такой вид моделирования,
который оказался весьма успешным при разработке форсажных
и прямоточных камер сгорания, обычно принято называть
PD^моделированием. По существу, этот критерий моделирования
утверждает, что в геометрически подобных камерах сгорания
характеристики процессов горения будут одинаковы, если
произведения Рз?>х Для них равны.

Полнота сгорания топлива 183
Подставляя в уравнение E.7) выражение ша = рз^х^х,
имеем
Отсюда при постоянных температуре и скорости получаем
хH'75. E.12)
Уравнение E.12) свидетельствует о том, что изменение размера
камеры сгорания не оказывает влияния на величину полноты
сгорания топлива, если произведение давления газа на
характерный линейный размер остается постоянным. Это находится в
полном согласии с критерием PD-моделирования. Однако если
такую же подстановку Ша = pzAxUx сделать в уравнении E.10),
то получим выражение
которое заметно отличается от критерия PD-моделирования.
ПРОЦЕССЫ ГОРЕНИЯ, ЛИМИТИРУЕМЫЕ СКОРОСТЬЮ
СМЕШЕНИЯ
/ Массовая скорость смешения тр \
'с ' \ Массовый расход воздуха тА ) ' '
Если скорости испарения и химических реакций бесконечно
велики, то из уравнения E.1) следует
- Массовая скорость смешения mF
Массовый расход воздуха тА
Скорость смешения турбулентной воздушной струи с
окружающей газообразной средой определяется произведением
турбулентной вязкости, площади смешения и градиента плотности.
Если принять, что турбулентная вязкость пропорциональна
произведению пути смешения / и пульсационной скорости в
воздушной струе и\ то окажется, что
тР со lUiP(p/l) или
тр со pUjl2. E.15)
Подставляя в E.15) выражение ?//oo(APL/p)°>5, получим
E.16)
В тех случаях, когда процесс сгорания топлива лимитируется
смешением, коэффициент полноты сгорания зависит от
величины отношения массовой скорости смешения к расходу воздуха.
Тогда в предположении /2ооЛх из уравнения E.16) следует

184 Глава 5
Важным примером устройства, в котором процесс горения
лимитируется скоростью смешения (а при некоторых условиях
также и скоростью испарения), является камера сгорания
стационарного газотурбинного двигателя. Такого рода камерам не
приходится работать при давлениях ниже атмосферного,
поэтому как параметр 9, так и основные размеры, определенные
по этому параметру, не имеют практического смысла. Ввиду
этого иногда используют полуэмпирическое соотношение,
предложенное в работе [10]:
Здесь С — величина, зависящая от нескольких переменных,
к которым относятся вид топлива, тонкость распыливания, угол
факела распыленного топлива, отношение топливо/воздух и тип
камеры сгорания. Уравнение E.18) можно использовать для
определения диаметра жаровой трубы, необходимого для
эффективного сжигания топлива с заданным массовым расходом
при заданной величине суммарных потерь полного давления. Из
практических соображений длину зоны горения рекомендуется
делать на 50% больше диаметра жаровой трубы [10].
Интересно отметить, что формула E.18) очень похожа на
выражение E.17), полученное при учете лишь скоростей
смешения.
ПРОЦЕССЫ ГОРЕНИЯ, ЛИМИТИРУЕМЫЕ СКОРОСТЬЮ
ИСПАРЕНИЯ
Рассмотрим теперь случай, когда скорости смешения и
химических реакций настолько велики, что лимитировать процесс
горения начинает скорость испарения топлива. Если в объеме
воздуха V содержится п капель топлива с начальным диаметром
D, то средняя скорость испарения топлива описывается
уравнением
(^) E.19)
где В — параметр массообмена. Число Рейнольдса в E.19)
определяется не по средней скорости основного потока ?/, а по
пульсационной скорости и', т. е. Re = u'D/vr. Использование
числа Re в такой форме объясняется тем, что, как показывает
опыт, большая часть капель очень быстро принимает скорость
окружающего воздуха. После этого они подвержены
воздействию только пульсационной составляющей скорости.
Отношение топливо/воздух в зоне горения равно

Полнота сгорания топлива
185
откуда следует, что
л рр Dd c
Подставляя п из уравнения E.21) в E.19), получим
+ 0,25 Re*5).
E.21)
E.22)
Предполагается, что топливо мгновенно смешивается с
окружающим воздухом и сгорает по мере его испарения. Отсюда
Щ
12
Рис. 5.9. Влияние времени пребывания Рис. 5.10. Влияние среднего размера*
на полноту сгорания, лимитируемую
скоростью испарения по уравнению
E.24).
Гг=2300 К, ?>32 = 60 мкм' «'=0.
/ — бензин; 2 — керосин; 3 — дизельное
топливо; 4—легкое котельное топливо.
капель топлива на полноту сгорания,
лимитируемую скоростью испарения по>
уравнению E.24).
Дизельное топливо, «'=0.
следует, что полноту сгорания топлива можно представить
отношением массы топлива, испарившегося в первичной зоне, к массе
топлива, поданного в камеру:
E.23>
Лее =
Подставляя mF из E.22) в уравнение E.23), получим
_ S(k/cp)r In (I + В) (l + 0,25Re0/) *np
Лее —
E.24>
Уравнение E.24) можно использовать для вычисления или:
обобщения данных о коэффициентах полноты сгорания топлива
в тех случаях, когда заведомо известно, что суммарная скорость
процесса лимитируется испарением топлива. Из уравнения
E.24) следует, что полнота сгорания топлива повышается с
увеличением летучести топлива, интенсивности турбулентности,,

186
Глава 5
объема зоны горения и давления газа (через Re^) и
понижается с увеличением массового расхода воздуха и среднего
размера капель.
Формально величина х\се может быть больше единицы; это
означает лишь, что испарение топлива более не лимитирует
эффективность горения иг]се= 1.
На рис. 5.9 представлены рассчитанные по E.24) значения
Цсе в зависимости от времени пребывания tUp для бензина,
керосина, дизельного топлива и для легкого котельного топлива.
Таблица 5.1. Некоторые
Топливо
Бензин (JP4)
Керосин (Jet A)
Дизельное топливо
(DF-2)
Легкое котельное
топливо
Мазут
свойства ряда
Плотность,
кг/м3
692
775
900
930
970
топлив
Параметр
массообмена,
R
стех
6,10
3,75
2,80
2,50
1,50
Необходимые для расчетов свойства этих топлив приведены
в табл. 5.1. Из рис. 5.9 следует, например, что при температуре
газа 2300 К и заутеровском среднем диаметре капли D32 =
=¦ 60 мкм для испарения распыленного бензина в неподвижной
воздушной среде требуется менее 2 мс. Влияние диаметра
капель на г\се показано на рис. 5.10. Данные, приведенные на этом
рисунке, наглядно демонстрируют важность хорошего распыли-
вания топлива. Соответствующие данные для движущихся сред
показаны на рис. 5.11, который иллюстрирует положительное
влияние турбулентности на уменьшение времени испарения
топлива. Влияние турбулентности становится особенно заметным
при увеличении давления. Это следует из сравнения рис. 5.11, а,
б и в, на которых представлены результаты расчетов,
проведенных по уравнению E.24) для трех различных значений
давления. Рис. 5.11,а показывает, например, что при нормальном
атмосферном давлении и величине пульсационной скорости
5 м/с время, необходимое для испарения распыленного топлива,
при заутеровском среднем диаметре капель D32 = 60 мкм
составляет приблизительно 2 мс. Увеличение давления в 30 раз
приводит к уменьшению этого времени до 1 мс (см. рис. 5.11, в).
Некоторый практический интерес представляет определение
критического среднего размера капли DKP, выше которого
испарение становится лимитирующей стадией процесса. Это не-

Полнота сгорания топлива
187
трудно сделать, полагая в E.24) т)се = 1 и ReD < 1:
Зависимость DKP от времени пребывания показана на
рис. 5.12 для бензина, керосина, дизельного топлива и легкого
котельного топлива. Графики на этом рисунке, рассчитанные
^0,5-
в
-
//
л
/У/
/,/
i
Р=ЗМ11а
i
tnp,MC
Рис. 5.11. Влияние турбулентности на полноту сгорания, лимитируемую
скоростью испарения, для трех значений давления.
Топливо —керосин, ?>32=60 мкм.
м'=5 м/с; м'=10 м/с; и' = 15 м/с.
при значениях kTi срг и В, соответствующих температуре 2300 К,
показывают, что средний критический диаметр капли, начиная
с которого испарение начинает лимитировать процесс горения,
возрастает с увеличением располагаемого времени пребывания.
Эти графики показывают также, что на величину начального
диаметра капли существенно влияет вид топлива, его плотность
Pf и параметр массообмена В. Например, при времени пребы-

188
Глава 5
вания 2 мс для керосина (В = 3,75) и легкого котельного
топлива (В = 2,5) ?>кр составляет 53 и 43 мкм соответственно.
Отсюда следует, что одинаковые характеристики испарения этих
топлив можно обеспечить, если качество распыливания легкого
котельного топлива на 20 % выше, чем керосина. В
действительности качество распыливания легкого котельного топлива
в той же камере вследствие
большей его вязкости будет,
конечно, ниже, чем керосина.
Если предположить, что для
всех топлив может быть
получено одно и то же значение
^32, то для испарения менее
летучих топлив потребуется
большее время. Например, при
D32 = 40 мкм время,
необходимое для испарения легкого
котельного топлива, будет на
44 % больше, чем для
керосина.
Автор не располагает
экспериментальными данными,
которые позволили бы проверить
справедливость уравнения
E.24). Это уравнение
устанавливает зависимость полноты
сгорания топлива в камере
сгорания от ее размеров (через
?Пр), конструкции (и! и АЯь), режимов работы (&г, срт и рг),
характеристик распыливания (Ь) и вида топлива (pF и В).
Однако влияние вида топлива на полноту сгорания может быть также
установлено по значению отношения коэффициента полноты
сгорания на альтернативном топливе а к коэффициенту полноты
сгорания на эталонном топливе 6, если, конечно, оба этих
топлива сжигаются при одинаковых условиях в одной и
той же камере. Из уравнения E.24) при малых Re?>
следует
E.26)
Рис. 5.12. Влияние вида топлива и
времени пребывания на величину
критического среднего диаметра капли.
Гг = 2300 К, иг = 0.
1—бензин; 2 — керосин; 3 — дизельное
топливо; 4 — легкое котельное топливо.
Это соотношение имеет важное практическое значение, так как
позволяет независимо от типа камеры или режима ее работы
оценивать влияние, которое может оказать на коэффициент
полноты сгорания замена, например, авиационного керосина
каким-либо другим топливом. Соотношение E.26) может быть
использовано и в более общем случае, а именно для сравнения

Полнота сгорания топлива
189
характеристик полноты сгорания топлива при работе на любых
двух жидких топливах (если известно, что испарение является
лимитирующей стадией процесса горения). Если полнота
сгорания в интересующем нас случае достаточно высока, например
больше 90 %, то более точную оценку дает не уравнение E.26),
а уравнение, полученное из
E.26):
E.27)')
При распыливании топлива
центробежными форсунками
средний диаметр капель
зависит от поверхностного
натяжения и вязкости топлива.
Поскольку обычные топлива мало
отличаются друг от друга по
поверхностному натяжению, то
при оценке заутеровского
среднего диаметра капли следует
учитывать только вязкость
топлива. Из уравнения A0.31)
имеем
0 20 40 60 80 100
Относительная величина мощности, %
Рис. 5.13. Прогнозирование с
помощью уравнения E.30) полноты
сгорания различных топлив по данным
испытаний на эталонном топливе
(экспериментальные данные из работы
[11]).
О —топливо JP4; Л—топливо Jet А; П —то
пливо DF-2; V—нефть; эталонное
топливо; расчеты по уравнению E.30).
Подставляя значение D32 из E.28) в уравнения E.26) и E.27),
получим соответственно
E.29)
E.30)
Возможность использования уравнения E.30) для оценки
влияния вида топлива на полноту сгорания убедительно
демонстрируется графиками на рис. 5.13. Экспериментальные данные,
приведенные на этом рисунке, были получены на камере
сгорания Т63 [11]. Если в качестве эталонного топлива принять Jet A
и использовать значения величин В и р^, приведенные в
1) Соотношение E.27) ошибочно; кроме того, оно не может быть
получено из уравнения E.26). Поэтому следует пользоваться уравнением E.26).
То же относится к уравнению E.30). — Прим. ред.

190
Глава 5
табл. 5.1, то коэффициенты полноты сгорания для других топ-
лив могут быть легко определены из уравнения E.30). Из-за
отсутствия достаточно подробных данных о характеристиках
распиливания не удалось учесть разницы в значениях средних
диаметров капель для различных топлив. Результаты расчетов
приведены на рис. 5.13. Штриховой линией показано изменение
коэффициентов полноты сгорания, значения которых были
определены экспериментально при работе на эталонном топливе.
Сплошными линиями представлены результаты расчетов по
уравнению E.30) для других топлив. Несомненно, что степень
согласия между расчетными и экспериментальными данными
весьма удовлетворительна.
ПРОЦЕССЫ ГОРЕНИЯ, ЛИМИТИРУЕМЫЕ СКОРОСТЬЮ
РЕАКЦИИ И ИСПАРЕНИЕМ
В некоторых случаях, например при сжигании малолетучего
топлива при низком давлении, скорость тепловыделения может
ограничиваться одновременно как скоростью химической
реакции, так и скоростью испарения. При этом коэффициент
полноты сгорания топлива может быть представлен произведением
двух коэффициентов, один из которых определяется скоростью
испарения х\се, а другой — скоростью химической реакции x\cq-
В уравнении E.31) множитель цсе представляет собой долю
топлива, испарившегося в
первичной ЗОНе. ЕСЛИ Цсе = 1, ТО
Цс = Цсе, и уравнение E.31)
обращается в уравнение E.7),
которое определяет долю
паров топлива, превращающихся
в результате химической
реакции в продукты
сгорания.
hF/l/Pz
Рис. 5.14. Зависимость полноты его-
ПОЛНОТА СГОРАНИЯ
В ПЕРВИЧНОЙ ЗОНЕ
При выполнении некоторых
расчетов камер сгорания
необходимо знать температуру пла-
рания топлива в первичной зоне от мени в первичной зоне. В ка-
параметра нагрузки [12]. честве примера таких расчетов
можно привести определение
концентрации загрязняющих веществ, образующихся в этой
зоне, или определение тепловых потоков от пламени к стенкам

Полнота сгорания топлива
191
фронтового устройства. Если коэффициент полноты сгорания в
первичной зоне известен, то соответствующая температура
пламени может быть определена по формуле
Тп.з = Тг + Чс,п.зЬТая. E.32)
К сожалению, из-за трудностей, возникающих при измерении
температуры газа в этой зоне, сведения о полноте сгорания
в первичной зоне весьма скудны. Наиболее известной в этой
области является работа [12]. На рис. 5.14 представлены
в обобщенном виде результаты приведенной в ней обработки
экспериментальных данных для нескольких современных камер
сгорания авиационных газотурбинных двигателей.
Предполагается, что погрешность этих результатов не превышает ±7%.
КРИТЕРИИ ТЕПЛОВЫДЕЛЕНИЯ
Обобщая, можно сказать, что полнота сгорания топлива при
низких давлениях лимитируется кинетикой химических реакций
или скоростью испарения, а при высоких давлениях —
скоростью смешения. В связи с этим нельзя сравнивать
характеристики двух различных камер сгорания, если соответствующие
Таблица 5.2 Критерии тепловыделения для камер сгорания
газотурбинных двигателей
Давление
Характерный параметр
(величина, обратная
параметру нагрузки)
Источник
Критерий
теплонапря-
женности
Низхое
(ниже
100 кПа)
Высокое
(выше
300 кПа)
P\AXDX exp (Г/300)
ЛЯ \°«5
Модель по скорости
распространения
пламени и модель
реактора идеального
смешения, ур. E.7) и
E.10)
Параметр скорости
смешения, ур. E.17)
Вт/(м3 • Па2)
Вт/(м2. Па)
экспериментальные данные для одной из них были получены
при низких, а для другой — при высоких давлениях.
В литературе используется ряд различных параметров,
характеризующих уровень нагрузки (степень форсированности)
камеры сгорания. Иногда возникает некоторая путаница с
определением смысла и важности этих параметров. С целью
устранения возможных недоразумений соответствующие критерии
тепловыделения для двух крайних уровней давления приведены
в табл. 5.2.

192 Глава 5
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
По материалам настоящей главы можно сделать следующие
выводы:
1. Параметр 0 для модели процесса горения, основанной на
скорости распространения пламени в первичной зоне, позволяет
весьма удовлетворительно связать полноту сгорания топлива
с основными режимными параметрами— давлением,
температурой и расходом воздуха, а также с размерами камеры
сгорания. Обобщенные по параметру 0 зависимости представляют
большую ценность при конструировании и доводке новых камер
сгорания.
2. При низких давлениях процесс горения в современных
камерах сгорания авиационных ГТД, в которых обеспечено
высокое качество распыливания топлив керосинового ряда, не
зависит от процессов испарения и смешения; имеющиеся
экспериментальные данные о полноте сгорания для них
обобщаются по параметру 0:
1G\,/3001
3. При низких давлениях экспериментальные данные о
полноте сгорания топлива хорошо обобщаются также по параметру,
основанному на модели реактора идеального смешения:
4c = i
тА
4. Если скорость тепловыделения лимитируется скоростью
испарения, то коэффициент полноты сгорания определяется из
соотношения
_ 8(fc/cp)rln(l + В) A + 0,25 Re?5) /пр
Л
5. Если процесс горения в камере определяется скоростью
испарения, то по найденным из эксперимента значениям
коэффициента полноты сгорания на эталонном топливе b можно
определить коэффициент полноты сгорания на другом топливе
а, для этого в соотношение
следует подставить соответствующие значения pF, В и D.
6. При относительно высокой полноте сгорания,
превышающей, например, 90 %, оценку экономичности камеры при
переходе на альтернативное топливо целесообразнее производить

Полнота сгорания топлива 193
по формуле1)
7. Если процесс горения лимитируется скоростями
химической реакции и испарения одновременно, то коэффициент
полноты сгорания топлива может быть представлен в виде
произведения двух коэффициентов, определяемых скоростями
соответствующих процессов:
8. При высоких давлениях процесс горения лимитируется
скоростью смешения, и полнота сгорания топлива определяется
следующим параметром:
9. При высоких давлениях скорость тепловыделения (тепло-
напряженность) удобно определять в единицах Вт/м2-Па, а при
низких давлениях (ниже атмосферного) — в Вт/м3-Па2.
ОБОЗНАЧЕНИЯ
Af — площадь поверхности пламени;
Ах — площадь характерного поперечного сечения камеры
сгорания;
В— параметр массообмена;
Ъ — характеристическая температура для скорости реакции;
Ср — удельная теплоемкость при постоянном давлении;
и — средний заутеровский диаметр капли;
РкР — критическое значение среднего заутеровского диаметра
капли;
Z)x — максимальный диаметр или высота проточной части
камеры;
Я — низшая теплотворная способность топлива;
k — коэффициент теплопроводности;
/ — масштаб турбулентности;
т — константа в уравнении E.5);
т — массовый расход;
п — число капель, порядок реакции;
Р — давление;
ДР?— перепад давления на жаровой трубе;
qx — характерный скоростной напор;
ReD = w/^/vr— число Рейнольдса для капли;
!) См. примечание к выражению E.27). — Прим. ред.
13 Зак. 761

194 Глава 5
ST — скорость распространения турбулентного пламени;
Т — температура;
AT — повышение температуры в процессе сгорания;
/пр— время пребывания в зоне горения;
U — скорость;
Uj — скорость струи;
их — характерная скорость в камере сгорания;
U' — среднеквадратическая пульсационная скорость;
V — объем;
г\с — коэффициент полноты сгорания;
цсе — коэффициент полноты сгорания, лимитируемого
скоростью испарения;
Леем"" коэффициент полноты сгорания, лимитируемого
скоростью смешения;
т)се — коэффициент полноты сгорания, лимитируемого
скоростью химической реакции;
к — отношение топливо/воздух (по массе);
li — динамическая вязкость;
v — кинематическая вязкость;
р — плотность;
Ф — коэффициент избытка топлива (эквивалентное
отношение).
Индексы
ад — адиабатический;
г — газ;
п. з — первичная зона;
стех — стехиометрический;
х — характерное значение;
А — воздух;
F — топливо;
а — альтернативное топливо;
Ь — исходное (эталонное) топливо;
с — значение в зоне горения;
О — начальное значение;
3 —- вход в камеру.

6
Стабилизация пламени
ВВЕДЕНИЕ
При проектировании камеры сгорания газотурбинного
двигателя должны быть приняты меры, гарантирующие, что
горение в камере будет поддерживаться во всем диапазоне
эксплуатационных режимов, включая переходные режимы быстрого
набора и сброса оборотов ротора. Для промышленных
газотурбинных установок это не представляет особой проблемы, так
как низкие скорости воздуха и высокий уровень потерь
давления, свойственные таким установкам, способствуют
устойчивому горению. В отличие от них авиационные камеры сгорания
предназначены для эксплуатации при очень низких
температурах и давлениях воздуха на входе и при величинах
отношения расходов топлива и воздуха х, далеко выходящих за
нормальные пределы горения углеводородовоздушных смесей.
Эффективное горение должно обеспечиваться в сильно турбу-
лизованных воздушных потоках, скорости которых значительно
превосходят нормальную скорость распространения пламени
в топливовоздушной смеси. Более того, пламя не должно
гаснуть и в разного рода необычных условиях, которые иногда
встречаются в полете, например при попадании в двигатель
атмосферной влаги или льда.
Основные принципы стабилизации пламени очень просты.
1 Если горение в потоке газа инициировано и скорость потока U
выше скорости распространения пламени 5, то пламя будет
сноситься вниз по потоку со скоростью U — S. Если выше
скорость пламени, то оно будет перемещаться против потока со
скоростью 5—U. Только при U = S пламя будет занимать
стационарное положение. Следовательно, на практике зона
пламени представляет собой геометрическое место точек, в
которых скорость распространения пламени равна скорости потока
газа. Согласно краткому определению, данному в работе [1],
«условием стабилизации пламени в поле течения с
неравномерными распределением скорости является наличие в этом поле
точки, в которой скорость течения равна и противоположна по
направлению скорости волны горения».
Назначение стабилизатора пламени состоит, следовательно,
в том, чтобы создать в высокоскоростном газовом потоке
13*

196
Глава 6
0,25 0,5 0,75
Расход воздуха, кг/с
W
область со скоростью, меньшей, чем скорость распространения
пламени в топливовоздушной смеси. Срыв пламени происходит
тогда, когда скорость распространения пламени по смеси
оказывается меньше скорости газа во всех точках поля течения.
Таким образом, в любом техническом устройстве с горением
первостепенная задача при проектировании состоит в том,
чтобы обеспечить, для надежной стабилизации пламени, максимум
величины отношения скорости распространения пламени к
скорости течения. Это, по случайному совпадению, является также
и ключевым требованием для
достижения высокой полноты
сгорания топлива. Для
решения этой задачи обычно в
головной части жаровой трубы
камеры сгорания формируется
зона с низкой скоростью
течения, в которой скорость
распространения пламени
существенно увеличена благодаря
высокой интенсивности
турбулентности, генерированной
струями первичного воздуха, и
организуются циркуляция
горячих продуктов горения и их
смешение с воздухом и
топливом, поступающими в
указанную зону.
Характеристики стабильности горения в камере обычно
представляют в форме границ стабилизации пламени, которые
разделяют области устойчивого и неустойчивого горения.
Традиционная область стабилизации пламени (или область
устойчивого горения) изображается в координатах с величиной
отношения расходов топлива и воздуха х по оси ординат и
некоторым характеризующим степень форсированности (уровень
нагрузки) параметром, таким, как скорость или массовый
расход воздуха через камеру, по оси абсцисс. Область такого типа
показана на рис. 6.1.
Области стабилизации обеспечивают информацию двоякого
рода. Во-первых, они позволяют для любой величины
отношения расходов топливо/воздух определить значение скорости
газа при срыве пламени f/во, т. е. скорости газа, при
достижении которой происходит прекращение горения. Особое
внимание уделяется определению максимума скорости при срыве,
который обычно соответствует смеси, близкой по составу к сте-
хиометрической. Во-вторых, для данной степени
форсированности камеры можно определить диапазон изменения и, внутри
которого горение будет устойчивым.
Рис. 6.1. Типичная область стабилиза
ции пламени.

Стабилизация пламени 197
В целом при исследовании экспериментальных образцов
стабилизирующих устройств, в которые топливо поступает уже
перемешанным с воздухом, основное внимание уделяется скорости
при срыве, а в камерах сгорания газотурбинных двигателей
первостепенное значение придается диапазону устойчивого
горения.
Определение характеристик стабилизации пламени
Области стабилизации можно определять двумя способами:
либо при фиксированном массовом расходе воздуха и
устойчивом горении изменяют расход топлива до тех пор, пока не
произойдет срыв пламени, либо при постоянном расходе топлива и
устойчивом горении изменяют массовый расход воздуха вплоть
до наступления срыва. В обоих случаях регистрируются
значения массовых расходов воздуха и топлива, соответствующие
моменту прекращения горения. На практике предпочтительнее
первый способ, так как изменения расхода топлива влияют
только на х (т. е. на величину по оси ординат), тогда как
изменения в расходе воздуха меняют значения параметров и на оси
абсцисс, и на оси ординат.
Характеристики стабилизации пламени камеры сгорания
авиационного ГТД определяют посредством проведения серии
испытаний с достижением срыва пламени при постоянных
заранее выбранных уровнях температуры и давления воздуха. После
начала подачи топлива и воспламенения смеси расход топлива
непрерывно уменьшают до погасания пламени. После того как
расходы топлива и воздуха, соответствующие «бедному» срыву
пламени, зарегистрированы, горение в камере восстанавливают,
а затем медленно увеличивают расход топлива до достижения
«богатого» срыва пламени. Эта процедура повторяется при все
увеличивающихся расходах воздуха до тех пор, пока не
определится полный контур области устойчивого горения. Рис. 6.1
иллюстрирует особенности области устойчивого горения,
полученной описанным способом. Эта область ограничена «бедным» и
«богатым» пределами, которые постепенно сближаются по мере
увеличения расхода воздуха, пока не будет достигнут уровень
расхода, выше которого пламя не удерживается ни при каких
значениях х. Особый интерес в этой области представляют точки
«богатого» и «бедного» срыва, полученные при массовом расходе
воздуха, соответствующем расчетному значению скорости
потока в камере сгорания.
Полнота характеристик устойчивости обеспечивается
проведением достаточного числа испытаний, чтобы можно было
построить области устойчивого горения для разных значений
давления. Далее следует процедура прямого пересчета этих
результатов испытаний в набор рабочих характеристик, демонстрирую-

198 Глава 6
щих диапазон полетных условий, в котором обеспечивается
устойчивое горение. Опасность перегрева жаровой трубы и
трубопроводов установки вынуждает ограничивать число «богатых»
срывов пламени, которые определяются в испытаниях, особенно
при высоких давлениях. К счастью, это не является серьезным
недостатком, так как именно «бедный» предел устойчивого
горения представляет первостепенный интерес. В авиационных
двигателях, которые должны работать при резких изменениях
режима, желательно иметь на «бедном» пределе величину 1/х
порядка 300 (по массе) при давлениях, близких к атмосферному.
Метод впрыска воды
Характеристики авиационного газотурбинного двигателя
таковы, что при постоянной приведенной частоте вращения ротора
массовый расход воздуха, поступающего в камеру сгорания,
примерно пропорционален его давлению. Однако скорость
химических реакций пропорциональна давлению в степени, которая
может меняться от 1,25 до 2 (в зависимости от рода топлива,
отношения топливо/воздух и особенностей процесса
смесеобразования). Это означает, что по мере понижения давления расход
горючих компонентов через камеру уменьшается не так быстро,
как скорость химических реакций; в результате характеристики
камеры сгорания ухудшаются. Следовательно, только при
испытаниях камеры сгорания на режиме с наименьшим давлением
воздуха можно в полной мере выявить все ограничения в ее
рабочих характеристиках. В камерах сгорания авиационных ГТД
это наименьшее давление составляет несколько кПа.
К сожалению, стоимость строительства и эксплуатации
стендов для испытаний двигателей в высотных условиях чрезвычайно
велика. Намного дешевле воздух, получаемый от
вентилятора, и по этой причине в большей части огневых испытаний
используется вентиляторный воздух. Так как этот воздух
находится при атмосферном давлении, то результаты испытаний
полноразмерных систем обычно ограничиваются очень бедными
или очень богатыми топливовоздушными смесями. Данное
обстоятельство иллюстрируется характеристиками срыва пламени,
приведенными на рис. 6.2. Если же испытания удается
выполнить в наиболее интересном диапазоне и, т. е. вблизи
стехиометрии, то либо скорости потока при этом очень высоки, либо
размеры испытуемого устройства очень малы. Экстраполяция
к реальным скоростям и размерам представляется несколько
сомнительной процедурой. Экстраполировать результаты
испытаний на другие размеры трудно, так как при экстраполяции
такого рода необходимо учитывать эффекты, появляющиеся в
результате изменения относительного размера (например,
изменения степени загромождения канала или трубы стабилизирую-

Стабилизация пламени
199
щим устройством). Не менее трудно экстраполировать
полученные данные на другие скорости, поскольку при больших
скоростях эффекты сжимаемости могут изменить структуру течения
в зоне горения и вблизи нее.
Метод с использованием впрыска воды не имеет этих
недостатков. Он позволяет испытывать полноразмерные системы в
рабочем диапазоне скоростей и величин х. При испытаниях
используется вентиляторный воздух, а низкие давления
имитируются подачей воды в зону горения. Суть этого метода
заключается в том, что, согласно теоретическим представлениям о
60 90
150 180 2Ю Ш 270 300 330
Скорость, м/с
Рис. 6.2. Данные по срыву пламени, иллюстрирующие трудность замыкания
границ устойчивого горения [2].
скорости суммарной реакции, снижение давления в зоне
реакции эквивалентно уменьшению температуры в этой зоне,
которое и обеспечивается впрыском воды [3, 4].
Одним из наиболее полезных приложений этого метода
является получение данных по срыву пламени для различных
вариантов стабилизаторов пламени. Исследуемый стабилизатор
* устанавливается в трубе, присоединенной к выходу из
вентилятора. Между вентилятором и стабилизатором имеются камера
подогрева воздуха и коллекторы для впрыска топлива или смеси
топлива с водой, осуществляемого равномерно по всему
поперечному сечению трубы. Топливо и воду можно тщательно
перемешать еще до поступления их в коллектор (хотя это в общем
несущественно для метода). Такое предварительное смешение
обеспечивается с помощью двухсопловой форсунки, в которой
дежурный факел распыла образован топливом, а основной
факел— водой (рис. 6.3).
Процедура испытаний очень проста. Скорость и температура
газового потока, набегающего на стабилизатор, поддерживаются
на заданном уровне. Включается подача топлива и
обеспечивается стабилизация пламени в циркуляционной зоне за
стабилизатором. Постепенно во все возрастающем количестве к

200
Глава 6
топливу подмешивается вода до тех пор, пока не происходит срыв
пламени. Эта процедура повторяется при различных значениях
расхода топлива с тем, чтобы полностью определить область
Воздух при
атмосферном
давлении ~
Топливо
Вода
Рис. 6.3. Схема установки для опытов по стабилизации пламени с
использованием впрыска воды.
7 —равномерный впрыск смеси топлива с водой; 2—стабилизатор пламени; 3—двухсопло-
вая форсунка.
устойчивого горения. Типичная область такого рода показана
на рис. 6.4, где по оси ординат отложена величина коэффициента
избытка топлива ср в керосиновоздушной смеси, а по оси
7,2-
10-
0,8-
06-
i ! I
j
TO=775K
M = 0,3
Ро = 700 кПа
1 1 Т
- СЛ 0,6 0,8 , 7,(j
Отношение вода /топливо
Рис. 6.4. Данные по срыву пламени,
полученные методом впрыска воды [3].
0,1
I
<Р=0,9
<Р=1,0
Ф= 1,1
¦<Р = 7,2
2 ? ' 2 J
( Отношение вода/топливо
Рис. 6.5. Связь между отношением
массовых расходов вода/топливо и
отношением давлений газа для изоокта-
нового топлива (п = 2), То = 773 К
[5].
абсцисс — отношение массовых расходов воды и керосина.
Можно видеть, насколько легко и надежно при использовании
впрыска воды определяется та часть границы срыва пламени,
которая соответствует наибольшей устойчивости горения и
представляет наибольший интерес в отношении рабочих характеристик.

Стабилизация пламени 201
Подобные кривые обеспечивают полезную информацию во
всех случаях, когда сопоставляются уровни устойчивости
горения для различных '/-образных стабилизаторов. Единственное
используемое при этом допущение представляется вполне
оправданным и заключается в том, что стабилизатор, требующий для
достижения срыва пламени большего количества воды, создает
и наибольшую устойчивость горения. Ценность метода
обусловлена, кроме того, и наличием соотношения (полученного из
представлений о скорости суммарной реакции), связывающего
долю воды в топливе с эквивалентным ей снижением давления
газа. Это соотношение иллюстрируют приведенные на рис. 6.5
результаты расчетов для октана [5]. Аналогичные кривые
получены для керосина [3]. В целом результаты различных
испытаний показывают, что подача в зону горения равных количеств
воды и топлива эквивалентна уменьшению давления газа в
камере наполовину.
СТАБИЛИЗАТОРЫ ПЛАМЕНИ
Ъ ВИДЕ ПЛОХО ОБТЕКАЕМЫХ ТЕЛ
Среди всех устройств, применяемых для стабилизации
пламени в потоке газа, плохо обтекаемые тела, несомненно, имеют
наибольшее значение. Подавляющее большинство имеющихся
экспериментальных данных по устойчивости горения получено
со стабилизаторами в виде таких тел. Основные области
практического применения подобных стабилизаторов — это форсажные
камеры турбореактивных двигателей и камеры сгорания
прямоточных двигателей. В связи с этим указанные стабилизаторы
пламени заслуживают подроб- 2
ного обсуждения.
Механизм стабилизации
пламени
Поле течения в окрестности
стабилизатора, выполненного в
виде плохо обтекаемого тела, ~ с а „ л
пп г* Рис. 6.6. Структура течения за стаби-
показано на рис. 0.0. ^лева на лизатором в виде плохо обтекаемого
стабилизатор набегает одно- тела.
рОДНаЯ ГОрЮЧаЯ СМеСЬ. На / — слой смешения; 2 — изоконтуры полноты
кгюмкяу гтябитшчятппя пппиг сгорания топлива; 3-распространяющееся
J\puJvlJ\dA LldUHJiHodiupd приис- пламя; 4—циркуляционная зона.
ходит отрыв потока, а далее
формируется след за стабилизатором. В ближнем следе
поддерживается циркуляционное течение; так как скорость в ближнем
следе значительно меньше, чем в основном потоке, то между
ними формируется слой смешения со сдвигом скорости, в

202 Глава 6
котором тепло- и массообмен осуществляются посредством
турбулентной диффузии.
Втекающая в слой смешения свежая горючая смесь
поджигается горячими продуктами сгорания, которые вовлекаются
сюда из зоны циркуляции [6]. Горящая смесь сносится вниз по
потоку в пределах слоя смешения, в свою очередь поджигая
соседние порции свежей смеси. Когда полностью сгоревшие газы
покидают слой смешения, некоторая часть их циркуляционным
течением возвращается в ближний след к стабилизатору и
обеспечивает тем самым существование постоянного источника
поджигания поступающей свежей смеси.
Исследования без горения
В работе [7] получены интересные фотоснимки поля
течения в окрестности стабилизатора с горением и без него. Шли-
рен-кинокадры, снятые в условиях, близких к условиям срыва
пламени, показывают, что в области следа устанавливается
вихревая дорожка, подобная наблюдаемой без горения. Однако в
опытах работы [8] вихреобразования в следе за стабилизатором
не наблюдалось ни при устойчивом горении, ни в условиях,
близких к погасанию пламени. Было сделано предположение, что в
опытах без горения примыкающие к стабилизатору вихри зоны
циркуляции настолько велики и протяженны по сравнению с
размерами стабилизатора, что они становятся неустойчивыми.
В противоположность этому при горении присоединенные вихри
зоны циркуляции по протяженности в направлении потока не
более чем вдвое превышают диаметр (или характерный размер)
стабилизатора и, следовательно, остаются в пределах
стабилизирующего воздействия плохо обтекаемого тела.
Имеется и много других публикаций об исследованиях без
горения поля течения в окрестностях стабилизатора [1,9—14].
В результате этих исследований были определены поля
давления и скорости, частота вихреобразования, коэффициент
сопротивления, а также влияние формы плохо обтекаемого тела и
степени загромождения им потока на размеры циркуляционной
зоны. В работе [14] для визуализации течения стабилизатор
устанавливался в потоке масла. Типичные фотоснимки,
полученные для стабилизатора в форме желоба с острым углом при
вершине 30°, для подобного же стабилизатора, но со скругленной
вершиной, а также для струйного стабилизатора показаны на
рис. 6.7.
Время пребывания
Процесс турбулентного обмена в ближнем следе за
стабилизатором исследовался в работах [15, 16]. Результаты этих
исследований показывают, что турбулентный обмен определяется

Рис. 6.7. Фотоснимки визуализированного течения в ближнем следе за
стабилизаторами различного типа [14]. ,
а — V-образный стабилизатор с углом при вершине 30°, Вг=0,31, М=0,23; б — 30°-ный
V-образный стабилизатор со скругленной вершиной, ?г = 0,25, М=0,23; б
—газодинамический (струйный) стабилизатор, Вг=0,19 (в отсутствие струй), М=0,23.

204 Глава 6
формой циркуляционной зоны и временем пребывания в ней
газа. Установлено, что среднее время пребывания, которое
характеризует скорость переноса тепла и массы из
циркуляционной зоны в слой смешения, обратно пропорционально скорости
основного потока. В присутствии пламени процессы обмена
протекают в несколько (от 2 до 8) раз менее интенсивно, чем без
горения; соответственно увеличивается среднее время
пребывания. Кроме того, время пребывания, по:видимому, не зависит от
величины х, но уменьшается при увеличении интенсивности
турбулентности в основном потоке. Стабилизаторы, наиболее сильно
отклоняющие поток, создают зоны циркуляции с наибольшим
временем пребывания и обеспечивают наиболее широкие
пределы устойчивого горения.
Влияние степени загромождения потока стабилизатором
Если стабилизатор расположен в трубе, как это обычно и
делается, то появляется дополнительный параметр,
определяющий характеристики стабилизации пламени, — степень
загромождения сечения трубы стабилизатором. Этот параметр
представляет собой отношение площади проекции стабилизатора на
поперечное сечение трубы к площади этого сечения. Все теории
стабилизации пламени утверждают, что пределы устойчивого
горения при увеличении характерного размера стабилизатора
расширяются. Однако в закрытом потоке, в трубе, где стенки
препятствуют свободному расширению потока при обтекании
стабилизатора, осевая составляющая скорости вблизи него
получается большей, чем в случае, когда тот же стабилизатор
располагается в не ограниченном стенками потоке. Одним из
следствий этой более высокой скорости является уменьшение
ширины циркуляционной зоны. Поэтому для стабилизатора
данного размера любое увеличение степени загромождения
закрытого потока, например уменьшением сечения трубы, уменьшает
размер циркуляционной зоны и, тем самым, понижает
устойчивость горения.
Уравнение, связывающее величину отношения ширины
циркуляционной зоны к ширине стабилизатора (в форме желоба)
с коэффициентом сопротивления, было получено в работе [13]:
п — Д-Л2 * == е п _ /ч_л2 > (Ь.1)
где ВГ— геометрическая степень загромождения, Ва —
аэродинамическая степень загромождения, е — константа для
стабилизатора данной формы. Для круговых конусов, например,
установленных вершиной против потока,
8 = 4,4 (sin-|H>5, F.2)

Стабилизация пламени 205
где 0 — угол при вершине конуса. Так, для конуса с углом при
вершине 45°, создающего геометрическое загромождение Вг =
= 0,10, величина аэродинамического загромождения Ва
получается в соответствии с уравнениями F.1) и F.2) равной 0,135.
Массообмен. В работе [17] оценивалась доля горючей смеси,
вовлекаемой из основного потока в ближний след за
стабилизатором. При этом была использована замеченная в
экспериментах особенность, заключавшаяся в том, что «бедный» срыв
пламени происходил при одном и том же значении к независимо от
того, подавалось ли топливо (пропан) непосредственно в
циркуляционную зону или же в основной поток воздуха выше
стабилизатора. Таким образом, при погасании пламени на «бедном»
пределе выполнялось следующее равенство:
где rfiF — расход топлива, подаваемого в циркуляционную зону;
гпе — массовый расход воздуха, вовлекаемого в циркуляционную
зону; гНа — расход воздуха в основном потоке; тр0 — расход
топлива, подаваемого в основной поток. Опыты, проведенные в
широком диапазоне изменения скорости основного потока U,
температуры газа Т и степени загромождения Вг, позволили
установить, что доля суммарного потока, вовлекаемая в ближний
след, определяется соотношением
тА Г0'75 A - ?гH'5 " К ] '
Для конического стабилизатора с углом при вершине в 30°
коэффициент пропорциональности в соотношении F.4) равен 0,21.
Влияние турбулентности. Турбулентность играет важную
роль в стабилизации пламени, обеспечивая перемешивание
свежей смеси с горячими газами циркуляционной зоны. В работе
[6] исследовалось влияние числа Рейнольдса на пределы
устойчивого горения для пламен, стабилизированных с помощью
цилиндрических стержней и дисков. Установлено, что ниже
некоторого критического значения числа Рейнольдса (равного
примерно 104) область течения, обеспечивающая стабилизацию
пламени, существенно ламинарна; при более высоких значениях
]) Согласно данным других работ, доля горючей смеси, вовлекаемой из
основного потока в циркуляционную зону за стабилизатором, т. е. величина
гпе/гНа, не зависит ни от скорости потока, ни от его температуры, а
определяется только геометрическими параметрами и интенсивностью
турбулентности в потоке смеси. Причиной несоответствия эмпирической формулы F.4)
этим данным может быть некорректность использованного в работе [17]
метода определения гпе. — Прим. ред.

206 Глава 6
Re процесс горения определяется уже турбулентным смешением.
С точки зрения практики наиболее интересны результаты,
соответствующие числам Рейнольдса выше 105.
Экспериментальные данные о стабилизации пламени
плохо обтекаемыми телами
Стабилизирующие свойства плохо обтекаемых тел изучались
достаточно интенсивно, и к настоящему времени накоплен
значительный объем экспериментальных данных. Основные
результаты исследований обсуждаются и обобщаются ниже.
Род топлива. Для топлив типа керосина было установлено,
что с уменьшением их удельной массы горение может
поддерживаться в более бедных смесях. Поэтому углеводородные топлива
парафинового ряда могут, вообще говоря, применяться при
меньших величинах отношения топливо/воздух, чем топлива
ароматического ряда. Точно так же в случае легкого бензина
можно получить значительно более высокие значения отношения
воздух/топливо A/х) на «бедном» пределе устойчивого горения,
чем, например, при использовании газойля. Лучшие
характеристики «бедного» срыва пламени для топлив с меньшей удельной
массой обусловлены отчасти их меньшей вязкостью, что
обеспечивает более мелкое распыливание, а отчасти большей
летучестью. Более качественное распыливание и более высокая
летучесть способствуют увеличению скорости испарения топлива, что
позволяет сжигать более бедные смеси. По тем же причинам
высокая летучесть топлива может привести к тому, что при
полете на больших высотах произойдет «богатый» срыв пламени
из-за избыточного количества паров топлива в циркуляционной
зоне [18].
Отношение топливо/воздух. Так как скорость
распространения пламени и скорости химических реакций достигают
максимума вблизи стехиометрической величины х, можно
предположить, что скорость, при которой происходит срыв пламени,
также будет наибольшей в смеси околостехиометрического
состава. Это действительно так в большинстве имеющих
практическое значение случаев, когда число Re достаточно велико и
процессы переноса имеют турбулентный характер. Но при
числах Re ниже определенного, критического значения, примерно
104, в области, где смешение осуществляется уже посредством
молекулярной диффузии, максимум скорости срыва пламени
может наблюдаться при величинах коэффициента избытка топлива
Ф, которые значительно отличаются от 1. В работе [6]
отмечалось, что эти значения фмакс были больше 1 для бензина, но
меньше 1, когда в качестве топлива использовался метан. Это
отличие приписывалось разнице в величинах отношений
молекулярных масс обоих топлив к молекулярной массе кислорода.

Стабилизация пламени
207
Когда Re > 105, преобладает турбулентная диффузия и
максимум скорости потока при срыве пламени всегда соответствует
стехиометрическому (или несколько большему) отношению
топливо/воздух >с. Все области устойчивого горения, полученные
для однородных смесей, подтверждают это (рис. 6.8—6.10). Но
QJDU-
0,95 л0.85
Характеристика срыва пламени, стабилизированного на диске [19].
Рис. 6.9.
мени для
[28].
Характеристика срыва пла-
трубчатой камеры сгорания
0,1 0,25 0,5 1,0 1,5
тА/УР18хЮ6
Рис. 6.10. Характеристика срыва
пламени для реактора хорошего
смешения, приведенная к входной
температуре 400 К [27].
в случае распыленных жидких топлив вершина области
устойчивого горения достигается при ус, которые отличаются от сте-
хиометрического на величину, зависящую от характеристик
факела распыла и от полноты сгорания топлива. Так, если
значительная часть топлива покидает зону реакции несгоревшей,
вершина области устойчивого горения располагается с «богатой»
стороны от стехиометрии. Если же характеристики форсунки и
структура воздушного потока таковы, что количество воздуха,
вовлекаемого в факел распыливания топлива, уменьшается при
уменьшении расхода топлива, то вершина области устойчивого
горения будет иметь тенденцию располагаться с «бедной»
стороны от стехиометрии. Но во всех случаях максимум
устойчивости горения достигается тогда, когда «эффективный» состав

208
Глава о
смеси в зоне горения, вычисляемый не по всему количеству
воздуха и топлива, а только по действительно принимающему
участие в горении, оказывается стехиометрическим.
Скорость потока. Любое увеличение скорости потока
неизбежно оказывает отрицательное воздействие на устойчивость
горения. Это иллюстрирует рис. 6.2, на котором представлены
20 АО 60 8G
Скорость основного потока, м/с
ЮО
Рис. 6.11. Влияние скорости потока смеси на «бедный» предел устойчивого
горения [20].
Dp=10 см, />=90 кПа, Г0=300 К, топливо —газообразный пропан.
о
20 U0 60
Скорость основного потока, м/с
Рис. 6.12. Влияние скорости основного потока на «бедный» предел устойчивого
горения [21].
В =0,04, Г0=300 К, Р = 100 кПа, средний заутеровский диаметр капель топлива 60 мкм.
? — мазут; А — дизельное топливо; О — изооктан.
границы области устойчивого горения для смеси лигроина с
воздухом при использовании стабилизаторов четырех различных
размеров. Видно, что увеличение скорости сужает диапазон
составов смеси, внутри которого возможно устойчивое горение.
Влияние скорости на «бедный» предел устойчивого горения
демонстрируется на рис. 6.11, где приведены
экспериментальные данные для пропановоздушных пламен,
стабилизированных коническими стабилизаторами в 100-мм цилиндрической

Стабилизация пламени
209
трубе. Четыре кривых на этом рисунке относятся к четырем
различным размерам стабилизатора. Аналогичные данные для
гетерогенных смесей воздуха с мазутом, дизельным топливом и изо-
октаном показаны на рис. 6.12.
Температура. Принимая во внимание хорошо известный
экспоненциальный характер зависимости скорости химических
реакций от температуры, можно ожидать, что увеличение
начальной температуры смеси должно расширять пределы
устойчивого горения и увеличивать скорость потока при срыве
пламени. Это следует и из всех опубликованных
экспериментальных данных, хотя в отношении степени влияния температуры на
300 kOO 500
Начальная температура воздуха 7 К
Рис. 6.13. Влияние начальной температуры воздуха на «бедный» предел
устойчивого горения [20].
{/=50 м/с; Х>р = 15 см; Р = 100 кПа.
Ubo эти данные единообразием не отличаются. Следующие
результаты демонстрируют эти расхождения: Хэддок [22]:
Vbo~T10-21 Хитрин и др. [23]:иво~Г0-**; Норстер [24] : С/Б0 ~
— ехр ("Тбй'З^о*7' Хоттел и ДР- [25]: f/B0 ^ Г^ для бедной смеси
и Ubo ~ То для богатой смеси. В работе [25] разные результаты
для бедной и богатой смесей авторы объясняют тем, что
«бедный» предел устойчивого горения в большей степени зависит от
кинетики химических реакций, а «богатый» — от смешения.
Анализируя данные этой работы для «бедного» предела (часть их
приведена на рис. 6.13), авторы работы [20] пришли к выводу,
что
Т 016
где q)WE — значение коэффициента избытка топлива на «бедном»
пределе устойчивого горения.
14 Зак. 761

210
Глава 6
Давление. Увеличение давления всегда повышает
устойчивость горения. Это видно из рис. 6.14, на котором приведены
данные, полученные при исследовании влияния давления на
стабилизацию пламени плохо обтекаемыми телами [19]. В ряде
более поздних исследований, выполненных с плохо обтекаемыми
телами-стабилизаторами, жаровыми трубами камер сгорания и
реакторами хорошего смешения, положительное влияние
давления на пределы устойчивого горения было полностью
подтверждено [27, 28]. Обобщенные данные по влиянию давления на ста-
0,72
0,11
0,10
0,09
0,08
0,07
0,06
0,05
0,04
0,03
\
s
vb
>v
i
о—
I
у20,икПсГ
1^
ц
F
о—
j
==z
Ы
^—'
,47,7 кПа
\
tr
1—«
•
•
\
>Ю2кПа
50
Скорость, м/с
120
150
Рис. 6.14. Влияние понижения давления на характеристики стабилизации
пламени 2,5-см диском [19].
билизацию пламени в трех различных камерах сгорания
представлены на рис. 6.8—6.10.
Для газовых смесей повышение давления расширяет область
устойчивого горения, увеличивая скорость потока при срыве
пламени, особенно в богатой и околостехиометрической смесях.
Влияние на скорость потока при срыве в бедных смесях очень
невелико (см. рис. 6.15). В гетерогенных смесях эффект от
повышения давления более выражен, как это можно видеть на
рис. 6.16, что приписывают положительному воздействию роста
давления на скорость испарения топлива (благодаря
увеличению числа Re).
Степень влияния давления на скорость потока при срыве
пламени обычно выражают соотношением Uno ~ Рт.
Опубликованные величины т для больших чисел Re (более 105)
находятся в диапазоне от 0,75 до 1,0 [3, 19, 26—28].
Турбулентность. Первым экспериментальным исследованием
влияния турбулентности на стабилизацию пламени была,
по-видимому, работа Вильямса и др. [8]*>, проведенная с пламенами
в газовых топливовоздушных смесях, стабилизированными с
помощью цилиндрических стержней (прутков). Наблюдалось
]) Насколько нам известно, первой была работа В. Ф. Дунского,
выполненная в 1948 г. в нашей стране. — Прим. ред.

Стабилизация пламени
211
0,7
0,6
0,5
1
?
X
А
О
—о—
!
20
0,25
0,777
I
-о
1
40
л
Давление
i j
л
1 !
60 80
,кПа
—о
Рис. 6.15. Влияние давления на «бедный» предел устойчивого горения [20].
Dp = \Q см; U=50 м/с; Г0=300 К.
0141
о 50 то
Давление воздуха, к Па
Диаметр стабилизатора,см
Рис. 6.16. Влияние давления воздуха на «бедный» предел устойчивого
горения [21].
?г=0,34, U = 30 м/с, средний заутеровский диаметр капель топлива 100 мкм. П —мазут
А—дизельное топливо; О — изооктан.
Рис. 6.17. Влияние размера стабилизатора пламени на «бедный» предел
устойчивого горения [20].
Р=90 кПа, 7\)=300 К, топливо — газообразный пропан.
14*

212
Глава 6>
несомненное понижение стабильности горения при увеличении
интенсивности турбулентности, что связывалось с изменением
средней величины местной скорости газа вблизи стабилизатора.
Еще одним результатом, который рассматривался как
подтверждение этого предположения, было то, что для стабилизаторов
большего размера пределы устойчивого горения изменялись при
увеличении турбулентности в меньшей степени.
Влияние турбулентности на стабилизацию пламени изучалось
также в работе [20]. Результаты подтвердили отрицательное
О /0
Диаметр стабилизатора, см
Рис. 6.18. Влияние размера стабили- Рис. 6.19. Влияние формы стабилиза-
затора пламени на «бедный» предел тора в виде плохо обтекаемого тела
устойчивого горения по уравнению на пределы устойчивого горения Г291.
F.17) [21].
Р = 100 кПа, Го = 300 К, ?/ = 30 м/с, Ги=2%.
средний заутеровский диаметр капель
топлива 60 мкм. D — мазут; А —дизельное
топливо; О — изооктан.
воздействие увеличения турбулентности на стабильность
горения. Было сделано предположен