Семинар «Пути совершенствования механизмов эффективного функционирования системы центров коллективного пользования инновационных вузов»

4. 
   Цели, поставленные перед участниками проекта, полностью достигнуты
   
5. 
   Продолжить сотрудничество по реализации сетевого взаимодействия и масштабного использования полученных результатов.
   
6. 
   Заключить бессрочное Соглашение о сотрудничестве инновационных вузов при реализации распределенных основных и дополнительных образовательных программ.
   

1. 
   Рекомендовать рассмотреть возможность создания Консорциума вузов-участников проекта.
   
2. 
   Рекомендовать создание наблюдательных советов по оценке деятельности центров коллективного пользования в рамках программы сетевого взаимодействия.
   

2. 
   Семинар «Сетевое взаимодействие центров коллективного пользования уникальным оборудованием»
   

В РАМКАХ

“Процессы горения, теплообмена и экология тепловых двигателей”

Конференция посвящается девяностолетию со дня

2. 
   Список участников семинара
   

Наряду с современными концепциями низкоэмиссионного сжигания топлива в камерах сгорания ГТД, таких как:

Концепция RQL (Rich - Quench- Lean): основана на низкотемпературном сжигании богатой топливовоздушной смеси (ТВС) с подачей всего топлива в первой зоне горения, быстром смешении с оставшимся воздухом и дожиганием бедной ТВС при низкой температуре во второй зоне камер сгорания.

Концепция LРР (Lean - premixed and prevapozised): основана на низкотемпературном (Тпл £ 1800...1900 К) сжигании предварительно перемешанной бедной топливовоздушной смеси.

Имеет место и до сих пор остается актуальным модернизация конструкции традиционных камер сгорания, которая имеет ряд преимуществ: простота, надежность, десятилетиями отработанная технология проектирования, изготовления и эксплуатации, одноконтурная система подачи топлива и однозначность управления на основных режимах.

Основные принципы снижения оксидов азота в камерах сгорания ГТД:

• 
  необходимо обеспечить такой процесс выгорания топлива, при котором распределение температуры газов по длине жаровой трубы должно иметь минимальные значения местных температур газа, или же область высоких температур малой протяженности.
  
• 
  снижение времени пребывания t_пр продуктов сгорания в КС.
  
• 
  обеднение топливовоздушной смеси и интенсификация смешения топлива и воздуха в первичной зоне;
  
• 
  предварительное смешение топлива с воздухом, когда реализуется получение гомогенной топливовоздушной смеси и введение ее в зону горения. В результате из времени пребывания в зоне высоких температур исключается время смесеобразования, что также уменьшает выход NOx.
  

Цели моделирования:

• 
  определение полей скоростей и давлений в диффузоре, оценка плавности обтекания фронтового устройства и жаровой трубы;
  
• 
  оценка уровня эмиссии вредных веществ;
  
• 
  выбор оптимальной конструкции КС.
  

• 
  исследуется симметричный сектор камеры сгорания в 1/50 её полного объёма с двумя горелками;
  
• 
  пояса отверстий в жаровой трубе заменены щелями эквивалентной площади;
  
• 
  элементы крепления ЖТ и подвода топлива не моделируются;
  
• 
  рабочее тело – несжимаемый идеальный газ (incompressible ideal gas);
  
• 
  на входе в диффузор задаётся равномерное поле скоростей и давлений;
  
• 
  отборы воздуха из камеры не моделируются;
  
• 
  применяется k-ε Realizable модель турбулентности.
  
• 
  для моделирования процесса горения смеси использовалась модель конечных скоростей/распада вихря Finite-Rate/Eddy-Dissipation,
  
• 
  при моделировании принималось, что испарение капель керосина происходит мгновенно, поэтому керосин вводился в модель сразу в газовой фазе;
  
• 
  расчёт химических процессов горения паров керосина проводился через одну глобальную химическую реакцию;
  
• 
  при определении эмиссии оксидов азота NOx рассматривается только “термический” механизм образования NO.
  

1. 
   Выбранная конструкция КС обеспечивает безотрывное течение в диффузоре и плавное, безотрывное обтекание фронтового устройства.
   
2. 
   В камере сгорания можно реализовать забеднённое горение (α в горелке ≈ 1.2) с уровнем эмиссии оксидов азота на взлётном режиме работы менее 300 ppm.
   
3. 
   Полученный в расчёте уровень эмиссии оксидов азота NOx соответствует теоретически ожидаемым значениям на уровне модифицированной КС двигателя прототипа НК-93, на котором достигнуты требуемые нормы ИКАО.
   

Назначение, особенности, требования к МГТД и камерам сгорания:

• 
  широкая сфера применения (турбовальные для вертолетов, турбовинтовые для легких самолетов, ТРДД и ТРД беспилотных летательных аппаратов, административных самолетов, для использования на наземных и водных аппаратах, вспомогательные для магистральных самолетов, средних и тяжелых вертолетов);
  
• 
  малые размеры проточной части, предопределяющие использование нетрадиционных конструктивных форм (центробежные ступени компрессора, противоточные камеры сгорания, радиальные турбины и т.д.);
  
• 
  разнообразие используемых схем двигателей;
  
• 
  экстремальные, условия эксплуатации (погодные, климатические, на необорудованных аэродромах), что может привести к попаданию посторонних частиц, предметов на вход в двигатель;
  
• 
  ограниченные возможности повышения термодинамической эффективности за счет повышения параметров рабочего процесса и , так как оно сопровождается снижением КПД узлов ввиду "уменьшения размеров элементов проточной части;
  

• 
  изменения в схеме КС, которые диктуют спецификой схемы двигателя и низкими термодинамическими параметрами;
  
• 
  растут относительные величины структур, размеров и явлений в организации рабочего процесса и конструкции КС;
  
• 
  рост относительных размеров технологических допусков на изготовление деталей камер сгорания МГТД приводит к тому, что создание КС очень малых размеров требует значительно более высокой культуры их производства и испытаний, чем для большей размерности.
  

1. 
   На основе статистического анализа изменения конструктивных и режимных параметров КС в зависимости от размерности, выявлены основные закономерности, определены факторы являющиеся определяющими.
   
2. 
   Усовершенствованы методы испытаний, создано новое и модернизировано используемое стендовое оборудование для исследования рабочего процесса камер сгорания МГТД в различных высотно-климатических условиях.
   
3. 
   Впервые разработаны физическая и математическая модели воспламенения топливно-воздушной смеси с учетом аэродинамической структуры течения и физико-химических процессов, протекающих в первичной зоне КС, экспериментально исследовано воспламенение однородной и двухфазной ТВС в моделях камер сгорания, установлены эмпирические зависимости пределов воспламенения от скорости набегающего потока, местоположения свечи, конструктивных и режимных параметров.
   
4. 
   Выполнены экспериментальные исследования рабочего процесса вихревых горелок, установлено влияние конструктивных и режимных параметров на состав смеси и массообмен в зоне рециркуляции, получены эмпирические зависимости, в том числе для оценки границ стабилизации пламени в закрученном потоке.
   
5. 
   Установлены эмпирические зависимости полноты сгорания от конструктивных и режимных параметров камер сгорания. На основе известных методов расчета полноты сгорания разработана модель расчета выгорания топлива с учетом размерности КС, позволяющая на стадии проектирования оценить влияние различных факторов для геометрически подобных камер сгорания на .
   
6. 
   Определено влияние конструктивных особенностей КС МГТД и режимных параметров на неравномерность выходного поля температуры газов, разработаны математические модели, методики и алгоритмы, позволяющие научно обоснованно прогнозировать выходные характеристики поля температуры газов, разработана, с учетом размерности математическая модель определения минимального достижимого уровня радиальной неравномерности.
   
7. 
   Изучено влияние параметров потока воздуха, свойств топлива и характеристик системы зажигания на предельные значения характеристик запуска камер сгорания МГТД, разработана модель оценки границ воспламенения ТВС в различных высотно-климатических условиях.
   
8. 
   В результате проведенных исследований разработаны алгоритм и методика расчета камер сгорания МГТД, усовершенствованы технологии проведения их испытаний в различных высотно-климатических условиях, а также созданны конструкции устройств, обеспечивающие заявленные характеристики КС, которые внедрены на предприятиях авиадвигателестроения: МКБ "Гранит" (г.Москва), КБ "Гидравлика" (г.Уфа), НПО "Мотор" (г.Уфа), СНТК им.Н.Д.Кузнецова (г.Самара), ОАО "Авиадвигатель" (г.Пермь), КОБМ (г.Калуга).
   

Исследование зоны плазмохимических реакций в сверхзвуковом потоке воздуха в присутствии неравновесного разряда

Схема модуля показана на рис. 1а. Он включает в себя два электрода: латунный анод 1, выполненный в виде крыла с полым ромбовидным профилем в поперечном сечении, и катод 2 из листа дюралюминия с двумя выступами. Передний выступ катода располагается под торцом анода с зазором 3 – 4 мм и предназначен для надежного пробоя разрядного промежутка, задний выступ служит для замыкания анодной ветви разряда. Анод выполнен как комбинация вертикального и наклонного (угол скольжения 45⁰) участков. На вертикальном участке анода имеется ряд отверстий диаметром 0.4 мм, расположенных с шагом 2 мм, для ввода струй пропана и керосина в сверхзвуковой поток воздуха. Геометрические размеры анода показаны на рис. 1б. Модуль размещался в плоскости симметрии закрытой рабочей части аэродинамической трубы поперечным сечением 120120 мм². Эксперименты проводились при числе М = 2 и статическом давлении в потоке ~ 3.47 10 ⁴ Па. Расход пропана составлял 1.2 г/с, керосина − 1.3 г/с. Ток разряда поддерживался на уровне 1 А, напряжение на разряде  1.8  2.5 кВ. После своего зажигания в сверхзвуковом потоке без подачи пропана разряд лишь при небольшой начальной величине тока ( 0.5 А) был привязан к угловой точке С (рис. 1а) анода. Дальнейшее увеличение тока приводило к тому, что точка привязки канала разряда к аноду скачком перемещалась приблизительно в среднее положение между точками В и С, сам канал занимал горизонтальное положение и имел контрагированную форму. Для того, чтобы понять причины такого поведения канала разряда, были проведены визуализация течения воздуха за анодом и численные исследования его обтекания в отсутствии разряда.

Визуализация течения была осуществлена с помощью ввода в поток через отверстия в аноде мелкодисперсных капель керосина с внешней подсветкой возникающего течения. Она показала, что за анодом распространяется пелена капель, стягивающаяся к оси, проходящей через середину вертикального участка анода (схема течения изображена на рис. 2). Экспериментальное исследование распределения статического давления показало, что в следе за анодом в этом месте образуется область с локальным минимумом статического давления. Область нестационарна как вдоль кромки электрода, так и в направлении потока.

Проведенное численное моделирование пространственной структуры течения, качественно подтвердило результаты эксперимента. Численное моделирование пространственного течения выполнялось методом интегрирования усредненных по Рейнольдсу уравнений Навье-Стокса, для замыкания которых использовалась k- SST модель турбулентности [7]. При интегрировании уравнений использовался метод конечного объема со вторым порядком точности, реализованный в программном пакете ANSYS CFX. Данный подход гарантировал выполнение законов сохранения энергии, массы и импульса в каждом элементарном объеме и обеспечивал высокий порядок аппроксимации исходных уравнений. Обтекание электрода (рис. 3, а), считалось стационарным и происходившим в отсутствии электрического разряда. Это позволило, оставаясь в рамках приближения совершенного газа, не прибегая к решению системы уравнений для кинетических реакций, инициированных электронным ударом, показать, что смещение точки привязки разряда с торца анода к середине вертикального участка ВС (рис. 1), зарегистрированое в экспериментах, имеет аэродинамическую природу.

Приведенные на рис. 3г графики распределений статического давления по высоте Y в средней плоскости течения за анодом для трех значений координаты X (Y отсчитывается от точки В к С на рис.1а, X  от задней кромки анода) наглядно иллюстрируют наличие локального минимума давления, который возникает в центральной зоне течения и вблизи анода находится на расстоянии 1.2 – 1.4 см выше его среза.
ВЛИЯНИЕ ВОЗНИКАЮЩЕЙ ГАЗОДИНАМИЧЕСКОЙ ОСОБЕННОСТИ НА ДИНАМИКУ ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО РАЗРЯДА В СВЕРХЗВУКОВОМ ПОТОКЕ

Как уже отмечалось, эксперименты показали, что после пробоя разрядного промежутка разряд только при небольших значениях тока был привязан к нижней кромке анода. При этом его канал локализовался между указанной кромкой и некоторой точкой на заднем выступе катода (рис. 4). Однако при дальнейшем увеличении тока разрядный канал скачком переходил в новое стационарное состояние, располагаясь точно по оси газодинамической особенности (рис. 5). Изменение расстояния между электродами в диапазоне 30 – 70 мм, смена полярности электродов, уменьшение высоты заднего выступа катода до уровня, на 10 мм ниже оси разрядного канала не влияли на расположение канала разряда. В последнем случае замыкание разряда на задний выступ катода осуществлялось веером микроразрядов, которые распространялись от основного канала разряда поперек потока. Если верхняя кромка заднего выступа катода находилась выше оси разрядного канала, последний был полностью контрагирован. Сопоставление данного разряда с разрядом, исследовавшемся авторами в работе [8] на той же установке в близких условиях позволяют считать его неравновесным разрядом с характерными значениями температуры электронов на уровне 1 – 1.2 эВ (Т~10⁴К), которая много больше температуры нейтрального газа и ионов. Данный разряд является разновидностью контрагированных неравновесных разрядов в сверхзвуковых потоках воздуха при средних значениях статических давлений. Те же результаты были получены для анода, выполненного в виде тонкого крыла, состоявшего из вертикального и наклонного участков, такой же ширины, как и основной анод, без инжекции пропана. Когда же в экспериментах был использован анод прямоугольной формы, разряд всегда локализовался горизонтально между нижней кромкой анода и задним выступом катода. Все эти результаты свидетельствуют о том, что необходимым условием возникновения газодинамической особенности с локальным минимумом статического давления и скачкообразного изменения положения разрядного канала является выполнение анода в виде комбинации вертикального и наклонного участков.

Структура течения в отсутствии разряда такова, что за электродом в центральной зоне течения по координате Y возникают локальные минимумы статического давления (рис. 3г) и, соответственно, плотности, расположенные в окрестности оси, проходящей через середину вертикального участка анода. При создании разряда наличие минимума концентрации нейтральных молекул азота влечет за собой увеличение в данной области приведенного поля E/N и, как следствие – увеличение константы скорости ионизации, концентрации электронов и проводимости газа. Поэтому положение канала разряда стабилизируется в данной области. В ней же, по результатам визуализации с помощью керосина, оказываются максимальными концентрации подаваемых топлив.

Рис. 5 дает представление о структуре канала разряда при инжекции пропана (расстояние между задней кромкой анода и передней кромкой катода L равно 60 мм). На цветных фотографиях при подаче пропана в свечении канала в области 1 преобладает белый цвет с голубым ореолом по периферии, а в области 2 – голубой и зеленовато – голубой с значительным расширением области свечения и сохранением розового цвета вблизи оси канала. Розовое свечение обусловлено процессами в воздухе, а белое, голубое и зеленое – плазмохимическими реакциями в смеси пропана с воздухом. Обращает на себя внимание, что в условиях подачи пропана примерно с середины длины разрядного канала образуется область расширяющегося по потоку зеленовато-голубого свечения, охватывающего разрядный канал. Эту область, по-видимому, можно идентифицировать как зону диффузионного турбулентного горения. Фронт пламени имеет размытые контуры и значительную толщину. Стабилизации пламени при скорости потока воздуха ~ 500 м/с способствуют, по-видимому, непрерывно действующий источник подвода энергии – токовый канал электрического разряда, проходящий через область максимальной концентрации пропана, и вихревая структура течения в зоне горения, создающая процесс самозажигания свежей смеси активными продуктами горения. Время движения потока газа через разрядный канал от анода до зоны горения (4·- 8·мкс) можно рассматривать как период индукции, то есть, как время наработки активных центров, которые затем выносятся в зону турбулентного горения.

В проведенных экспериментах методами эмиссионной спектроскопии было исследовано распределение интенсивности излучения компонент возникавших плазмохимических реакций в различных зонах течения в промежутке анод  катод при распределенной по оси Y подаче пропана и керосина через анод. Напряжение на разряде при токе 1 А было равно примерно 2 кВ. Для исследований применялся спектрометр, разработанный в Институте спектроскопии РАН (г. Троицк) и описанный в [8].

Регистрация спектра проводилась в диапазоне от 220 до 980 нм при спектральном разрешении менее 0.2 нм. Спектры записывались на персональный компьютер. Время регистрации каждого участка спектра не превышало 0.5 с. Примеры записи спектров, полученных с помощью данного спектрометра в условиях, близких к рассматриваемым в данной работе, приведены в [8, 9]. Оптическая система спектрометра формировала измерительный объем высотой 1.5 мм по оси Y, 5 – 6 мм – по линии визирования, около 6 мм – вдоль оси X. Небольшая высота указанного объема по координате Y дала возможность получить распределения интенсивности излучения различных компонент поперек потока.

Преимущественно анализировались распределения интенсивности излучения радикалов C₂, CN, CH, OH, молекулярного азота и атомарных водорода, кислорода, углерода, азота. Полосы радикалов выбирались в соответствии со справочными данными, приведенными в монографии [10]. Рассматривались распределения интенсивностей для длин волн =385 и 516.5 нм (канты полос С₂); 305 – 310 нм (область излучения ОН); 410 – 420 нм и 386.2 – 388.3 нм (область излучения радикала CN); излучение СН при  = 431.5 нм; интенсивность излучения второй положительной системы азота при  = 337 нм; его первой положительной системы при = 615 – 630 нм; интенсивность линий =656.3 нм атомарного водорода, 777 и 844.6 нм атомарного кислорода, 247.9 нм углерода (С). Соотношение интенсивностей существенно изменялось по длине разрядного промежутка и по Y. Поэтому на приводимых ниже рисунках представлены данные для наиболее интенсивных компонент, которые могли присутствовать в одной области значений Y и отсутствовать в другой. За координату Y = 0 принималась визуально видимая точка привязки разряда к аноду.

Подача пропана через анод осуществлялась в двух вариантах: либо через все отверстия, которые были расположены как выше, так и ниже линии, на которой располагался минимум статического давления, либо только через отверстия, расположенные ниже указанной линии.

Эксперименты, выполненные при первом варианте инжекции пропана, показали, что плазмохимические реакции в данном варианте модуля, начинаются уже на боковой стенке анода (рис. 6, а), а не с его кромки, как можно было бы ожидать. Кроме основных компонент только на аноде было зарегистрировано появление атомарного углерода. Распределение по Y интенсивности излучения продуктов плазмохимических реакций в области значительного расширения разрядного канала (Х = 40 мм) оказалось различным для молекулярных компонент и атомарного водорода (рис. 6, б). Для первой группы между областями со значительными уровнями интенсивности излучения (максимум одной из них соответствовал линии привязки разряда к аноду, другая – лежала выше координаты Y = 15 мм) лежала область, из которой излучение было ослаблено. Это качественно согласовывалось с визуальным наблюдением. Для атомарного водорода интенсивность излучения изменялась монотонно, достигая максимума на оси разряда. Вместе с тем, на расстояниях, близких к аноду (в области, где разряд имел вид шнура) и к катоду (например, при X = 50 мм) зона плазмохимических реакций перестраивалась, и интенсивность излучения молекулярных компонент также достигала максимума на оси разряда.

Второй вариант подачи пропана рассматривался как целесообразный, поскольку визуализация течения за этим электродом (рис. 3) показала, что поток имеет четкую тенденцию к стягиванию к середине электрода именно из области ниже точки привязки. Это должно приводить к более эффективной переработке топлива в разряде. На рис. 7 прослежено изменение в распределении интенсивности излучения радикалов ОН и СН (а) и атомарных кислорода и водорода (б) по координате Х в области 1 канала разряда (рис. 5). Время экспозиции каждого участка спектра было уменьшено до 0.25 с для того, чтобы избежать зашкаливания спектрометра. Характерным в поведении этих распределений в центре разрядного канала оказалось то, что при удалении от анода уменьшение интенсивности излучения ОН, СН и О₇₇₇ сменилось на ее увеличение при приближении к области расширения канала. Вместе с тем, интенсивность излучения водорода только уменьшалась.

Распределения интенсивности излучения тех же продуктов плазмохимических реакций для области канала разряда, в которой он резко расширился (Х = 42, 50 и 55 мм), представлены на рис. 8. Время экспозиции соответствующих участков спектра было равно 0.5 с. В этом случае тенденция в поведении распределений интенсивности излучения радикалов ОН и СН вблизи оси канала разряда имела разный характер: если для ОН наблюдалось увеличение интенсивности по мере приближения к катоду, то для СН она, наоборот, незначительно убывала от анода к катоду (рис. 8а). Интенсивность излучения атомарного водорода нарастала при приближении к катоду, а атомарного кислорода – практически оставалась постоянной (рис. 8б). Можно предположить, что характер изменения интенсивности излучения ОН скоррелирован с изменением концентрации атомарного водорода. Из результатов экспериментов, представленных на рис. 7 и 8, видно, что линия максимумов интенсивности излучения лежала примерно на 2 мм ниже визуально видимой точки (Y = 0) привязки разряда к аноду.

Эксперименты с керосином в качестве исходного топлива были выполнены при мелкодисперсной подаче последнего через отверстия в аноде, большинство которых находилось ниже точки привязки разряда к прямоугольной части этого электрода. Расход керосина был равен 1.3 г/c. Ток разряда поддерживался равным 1 А. Напряжение на разряде составляло 1.8 – 1.9 кВ. Эксперименты проводились при расстоянии L между задней кромкой анода и передней кромкой катода, равном 50 мм, при котором обеспечивалось устойчивое горение разряда.

В случае подачи керосина свечение разряда выглядело бело-голубым в отличие от розового свечения в отсутствии подачи керосина. Вместе с тем, при подаче керосина разряд уже не имел четкой привязки к определенной локальной зоне на аноде и визуально занимал по оси Y более широкую область. Результаты обработки серии спектроскопических измерений показали, что в разряде возникают те же продукты плазмохимических реакций, как и для пропана, включая радикалы ОН и СН. Наиболее интенсивным было излучение радикала CN на длине волны 388.3 нм и атомарных кислорода при  = 777 нм и линии водорода Н_.

Сопоставление этих распределений с аналогичными распределениями для пропана показывает, что в случае керосина область плазмохимических реакций была более широкой по вертикальной координате, что согласуется с результатами визуальных наблюдений. Другая особенность состояла в том, что относительная доля излучения радикалов ОН и CN в сравнении с наиболее интенсивно излучающими компонентами CN и 2⁺N₂ была в случае керосина более низкой.

Таким образом, реализован и исследован электроразрядный модуль с низким аэродинамическим сопротивлением в сверхзвуковом потоке. Модуль стабилизирует зону горения и интенсифицирует процессы смешения топлива, при этом зона горения находится вдали от стенок камеры сгорания.

Экспериментом и численным расчётом показано, что область пониженного давления за анодом, где локализуется разряд и зона горения, имеет газодинамическую природу.

Методом эмиссионной спектроскопии установлено, что в разряде, формируемом в таком модуле, при инжекции в него пропана и керосина происходит их глубокая переработка с образованием ряда химически активных свободных радикалов а также атомарных кислорода и водорода. Получены профили интенсивности излучения продуктов плазмохимических реакций в различных областях возникающего течения.

Рис. 1

Рис. 2

Рис. 3

Рис. 4

Рис. 5

Рис. 6

Рис. 7

Рис. 8
Подписи под иллюстрациями

Рис. 1. Схема экспериментального устройства (а) и схема, иллюстрирующая основные размеры анода в исследовавшемся газоразрядном модуле (б).

Рис. 2. Качественное изображение результатов визуализации течения за анодом с помощью мелкодисперсных капель керосина.

Рис.3. Параметры расчетной модели:

а  используемая в расчетах геометрическая модель анода, б  внешний вид расчетной области, в  фрагмент расчетной сетки, г  распределение статического давления по высоте Y для ряда сечений Х за моделью.

Рис. 4. Локализация разряда в промежутке анод – катод при низких значениях тока разряда.

Рис. 5. Локализация разрядного канала при токе разряда  1 А.

Рис. 6. Распределение интенсивности излучения продуктов плазмохимических реакций при подаче пропана по всей высоте анода

Рис. 7. Распределение интенсивности излучения радикалов (а) и атомарных продуктов (б) плазмохимических реакций по длине токового шнура:

Рис. 8. Распределение интенсивности излучения радикалов (а) и атомарных продуктов (б) плазмохимических реакций по длине нестационарного участка канала разряда:

А.Ю. Васильев, А.А. Свириденков, В.В. Третьяков

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ РАСПЫЛИВАНИЯ ЖИДКОСТИ МОДЕЛЬНЫМИ ФРОНТОВЫМИ УСТРОЙСТВАМИ КАМЕР СГОРАНИЯ

Центральный институт авиационного моторостроения, г. Москва

1. Постановка задачи

В данной работе экспериментальное исследование распыливания жидкости будет проведено применительно к фронтовым устройствам камер сгорания перспективных схем, а именно к камерам сгорания с многоярусными завихрителями. Схемы рассматриваемых фронтовых устройств представлены на рис. 1-а) и -б). Поскольку использование многоярусных завихрителей является некоторой альтернативой по отношению к традиционным, то в работе рассматривается также распыл топлива обычными двухъярусными завихрителями, см. рис.1-в).

Из рис.1 видно, что в двухъярусном завихрителе распыливание топлива производится непосредственно форсункой, установленной на оси фронтового устройства, в то время как в обоих вариантах модуля МОГОС (МОдуль с ГОмогенизацией горючей Смеси) происходит многостадийный распыл топлива: часть топлива, распыленного форсунками, попадает на стенки завихрительного устройства или префильмер, образует на них жидкие пленки и впоследствии распыливается с острых кромок. Таким образом исследование процесса распыливания топлива данными фронтовыми устройствами можно разбить на решение следующих задач: 1)- распыливание топлива форсунками, 2)- формирование и распыл жидких пленок с острых кромок пластин, 3)- исследование взаимодействия факелов распыла за фронтовыми устройствами. В данной работе это исследование состоит в определении геометрических характеристик факелов распыла, дисперсного состава образующегося аэрозоля и нахождении распределения концентраций капельно-жидкого топлива в рабочем объеме. Поскольку проведение экспериментов во внутренних областях камеры сгорания является чрезвычайно сложной технической задачей, то данное исследование будет проведено в основном для капельно-воздушных потоков, распространяющихся в затопленном пространстве.

В экспериментах по исследованию характеристик распыла топлива использовалась разработанная в ЦИАМ установка, оснащенная лазерными средствами диагностики топливных факелов. В опытах определялись мелкость распыливания капель и их распределение в измерительном объеме, а также расходы воздуха и топлива через завихрители и форсунку исследуемого модуля. Оптическая часть установки состояла из гелий-неонового лазера, системы линз, коллиматоров и приемника излучения рассеянного света. Установка оснащена измерителями расходов жидкого топлива и воздуха, а также датчиками давления. Относительная погрешность измерений расходов топлива и воздуха, а также давления, не превышала 1%.

Оптический метод измерения среднезаутеровского диаметра капель и их концентрации в факеле распыла состоит в сравнительном измерении интенсивности рассеянного света, проходящего через щели различной конфигурации: плоскую, I₁, и секторную, I₂. В этом методе (малоугловой метод) размер капель d₃₂, измеряется вдоль луча, с использованием соотношения: d₃₂=3*l*g*f /16*d*(I₁/I₂). После определения d₃₂, при известной длине луча (L), по ослаблению падающего света (Io) определяется концентрация частиц в объеме Сv (величина Cv безразмерна и пропорциональна относительному объему капель в воздухе). Точность измерения величины d₃₂ в диапазоне 5<d₃₂<100 мкм составляет 5%

Кроме малоуглового метода (ММ) в работе использован более точный и информативный метод флуоресцентно-поляризационного отношения (ФПО), который позволяет определять как средние, так и пульсационные значения концентраций топлива в факеле. Метод ФПО основан на измерении интенсивностей флуоресценции I_F и поляризованной компоненты рассеянного на каплях света I_S. Для возбуждения флуоресцентного излучения в исследуемую жидкость добавляется краситель и производится облучение ее световым потоком от лазера. Лазерный луч, пройдя через факел распыленного топлива, подкрашенного флуоресцирующей присадкой оксихинолина, рассеивается на каплях и возбуждает флуоресценцию. Цветное изображение сечения топливного факела лазерной плоскостью регистрируется цифровой фото- или видеокамерой, оптическая ось которой направлена под углом к лазерной плоскости. Таким образом, в каждой точке изображения сечения факела лазерной плоскостью регистрируются интенсивности флуоресценции I_F и вертикально поляризованная компонента Ми-рассеянного на каплях света I_S . Информация с видеокамеры подается на ЭВМ, где она обрабатывается и производятся расчеты среднезаутеровского диаметра d₃₂ капель и их объемной концентрации C_V : d₃₂ ~ I_F /I_S , а C_V ~ I_F .

В качестве тестовых проведены измерения размеров и концентрации капель в факеле эталонной пневматической форсунки обоими методами. Полученные распределения удовлетворительно согласуются между собой.

Для определения пульсаций концентрации использовалась многократная съемка факела распыла и проводилась специальная обработка полученных изображений на ЭВМ. Для получения геометрических характеристик факелов, а также визуального наблюдения за процессом распада жидких пленок применялась фотосъемка.

Целью первого этапа этой работы была отработка схемы топливоподачи для формирования желательных характеристик топливного аэрозоля. Получено, что при выборе надлежащих геометрических параметров форсунки формы, взаимного расположения и размеров сопла, шнека и топливных наконечников можно существенно повлиять на характеристики топливного факела. На рис.2 в качестве примера приведены фотографии топливного факела, создаваемого обычной пневматической форсункой (рис.2-а) и форсункой со специальным наконечником (рис.2-б).

В первом случае угол раскрытия факела составляет 60˚, во втором – 80˚. При этом концентрация топлива оставалась максимальной на оси потока, т.е. взаимодействие струй с активной частью потока воздуха не было достаточно сильным и не приводило к существенному увеличению радиальной скорости капель топлива. При использовании распылителей с наклонными струями топлива, пересекающими поток воздуха внутри форсунки концентрация капель в факеле распыла становится более равномерной (рис.3).

Оценки показывают, что в рабочем, для форсунок, диапазоне, числа Вебера составляют величины порядка 2 – 4, что значительно меньше критического значения (Weкр = 10,6). По этой причине образующиеся в факеле распыла топлива капли в дальнейшем не дробятся воздушным потоком, а хорошее распыливание может быть достигнуто за счет формирования в потоке топливных пленок, образующихся при слиянии дискретных струй или капель. При этом для достижения приемлемой мелкости распыливания топливная пленка должна иметь одинаковую толщину и достаточную протяженность для попадания ее нераспавшейся части в воздушный поток. В этом случае изменение диаметра пленки от выхода до начала распада приводит к значительному уменьшению ее толщины и, как следствие, к улучшению мелкости распыливания, см. рис.4-а. В противном случае в факеле распыла наблюдается системы дискретных струй и большое количества крупных капель (рис.4-б).

Одним из новых и малоисследованных видов форсунок является пневматическая форсунка с центральным протоком воздуха. На рис. 5 приведен фотоснимок топливовоздушного факела за такой форсункой и зависимость среднезаутеровского диаметра капель SMD от разности давлений воздуха в центральном канале и завихрителе форсунки.

Видно, что в результате подавления воздухом центрального канала форсунки зоны обратных токов на оси факела концентрация капель становятся достаточно равномерной. При этом имеет место стабилизация обоих потоков: и жидкости, и газа. Кроме того, при подаче воздуха вдоль оси наблюдается локальное уменьшение SMD (при ΔP_в-ΔP_цв=10 кПа для керосина в 30 мм от форсунки - до 10 мкм). Физически градиент давления поперек пленки стремится отклонить ее в этом направлении. При недостаточном вдуве происходит схлопывание пленки в струю, сопровождающееся ее дроблением на крупные капли, а при чрезмерно высоких скоростях вдува, когда существенны эффекты нестационарности и дестабилизации течения, происходит преждевременное дробление толстой пленки.

Анализ результатов опытов показал также, что в данном случае существенны процессы коагуляции капель. На рис.6 приведены результаты испытаний пневматической форсунки при наличии и отсутствии обдувающего воздуха. Видно, что процесс коагуляции капель керосина наиболее интенсивно протекает на расстояниях 10 – 20 мм от сопла, где наблюдается наибольшая плотность топливного аэрозоля. На больших расстояниях происходит увеличение площади поперечного сечения топливовоздушного факела, расстояние между соседними каплями увеличивается, а их взаимодействие уменьшается.

Отметим, что начальные точки кривых, соответствующих аэрации факела и отсутствию аэрации совпадают. Это означает, что для керосина на 10 мм от среза форсунки дробление капель полностью закончено. В дальнейшем дисперсность аэрозоля в обоих случаях слабо меняется с расстоянием. При этом средний размер капель при их «естественной» коагуляции составляет 24 – 27 мкм, а при наличии аэрации, снижающей эффект коагуляции, - 17 – 20 мкм.

Исследования зависимости форм топливных факелов от режимов течения были проведены также для двухканальной центробежной форсунки. При этом основное внимание уделялось образованию, неустойчивости и распаду кольцевых жидких пленок.

На рис.7 приведены примеры образования и разрушения топливных пленок при различных расходах топлива (керосина) через форсунку. Топливная пленка вблизи сопла форсунки имеет форму пузыря, размеры которого растут с увеличением расхода топлива и при некотором расходе образуется второй пузырь. Течение пленки первого пузыря устойчивое, а на пленке второго пузыря появляются возмущения, приводящие к отрыву капель от его поверхности и образованию топливного факела.

Пневматическое распыливание топлив с предварительным образованием пленки является уникальным средством получения хороших характеристик топливных аэрозолей при малых перепадах давления. В данной работе для исследования распыливания жидкости в канале с плоской пластины-префильмера применена флуоресцентная визуализация капель. Топливная пленка на пластине формировалась круглой струей топлива, окруженной кольцевой струей воздуха и находящейся в сносящем воздушном потоке. На рис.8 приведены фотографии струи топлива натекающего на пластину, помещенную в плоский канал, в потоке воздуха.

Из рис. 8 видно как с кромки этой пластины стекает топливная пленка, образующаяся при соударении струи топлива с пластиной. Разрушение пленки наблюдалось и фотографировалось в следе за пластиной и на выходе из канала. Основное внимание в данной работе уделено распределениям и пульсациям концентрации капель за пластиной по пространству и времени.

В качестве распыливающего устройства использовалась форсунка типа Нукиямы - Танасавы, наклоненная под углом 35˚ к продольной оси канала. Топливо при перепаде давления на форсунке P_ф=340 кПa подавалось со скоростью 18 м/с в сносящий поток воздуха, имеющий скорость 53 м/с. На рис.9 показаны распределения средних относительных значений концентрации вдоль кромки пластины (ось x) на расстоянии y₀=22 мм от края пластины. Точка (x=0, z=0) соответствует координате центра струи в месте ее соприкосновения с пластиной. Рис.9-а соответствует распыливанию струи топлива, выходящего из сопла без спутного потока воздуха, рис.9-б – при наличии спутного потока.

Из приведенных на рис 9 распределений видно, что при взаимодействии жидкости с поверхностью пластины вследствие неустойчивости течения вдоль нее образуется квазипериодическая структура концентрации капель. Аналогичная структура наблюдается и в распределениях пульсаций концентрации. При подаче соосного топливу воздуха со скоростью 74 м/с (7% от расхода топлива) характеристики факела распыла за пластинкой меняются. Спутный воздух разрушает периодическую структуру концентрации топлива вдоль пластины и в распределениях концентрации вблизи точки удара струи о пластину появляется ярко выраженный минимум (40% от максимального значения концентрации). Это можно объяснить следующим образом. Распыливающий воздух, соосный со струей топлива, взаимодействует со стенкой, вблизи которой образуется застойная зона. При этом струя отклоняется от ее первоначального направления и растекается в радиальных направлениях вдоль поверхности стенки. Одновременно происходит уменьшение пульсаций концентрации, здесь приблизительно на 15%. Наличие спутного потока воздуха приводит к сужению топливного факела в поперечном направлении (z) и увеличению скорости движения пленки вдоль пластины. Последнее приводит к ее утончению, что в свою очередь вызывает уменьшение размеров капель за пластиной, в данном случае приблизительно на 30%. Это подтверждается и рис.10, где представлено распределения размеров капель в поперечном направлении при подаче спутного потока воздуха.

Из рисунка видно, что наиболее крупные капли наблюдаются в центральной области следа за распыливающей пластинкой. Отметим, что максимальное значение концентрации Cv в рассматриваемых экспериментах составляло Cvmax=5.110^-4, а максимальное значение пульсаций концентрации не превышало 14%, что меньше, чем пульсации концентрации топлива в факеле центробежной форсунки.

На рис.11 приведены измеренные распределение концентраций топлива за двухъярусным завихрителем, установленным в открытом пространстве, на различных расстояниях ΔX от места впрыска топлива (фронтовой плиты). Изменение средней концентрации топлива по длине факела приведено на рис.12. Как следует из приведенного графика, процесс смешения топлива с воздухом практически заканчивается на расстоянии ΔX= 25 мм от места впрыска топлива. При этом неравномерность в распределении концентрации, наблюдаемая на расстоянии 5 мм от форсунки, быстро исчезает в результате интенсивного смешения топлива с воздухом.

Эксперименты также показали, что средние размеры капель распыленного топлива практически не зависят от расстояния до фронтового устройства, см. рис. 13, за исключением периферии факела, где наблюдается рост размеров капель. По значению перепада на фронтовом устройстве можно оценить скорость движения воздуха за форсункой. В этих оценках значение коэффициента расхода  принималось равным 0,7. Следовательно, U = μ[2(p₁-p₂)/ρ]^1/2 = 50,7 м/с и для капель диаметром 20-30 мкм числа Вебера равны We= ρUd/σ = 2,5 – 3,8. Числа Вебера из этого диапазона соответствуют устойчивым состояниям капель, вследствие чего их дробления набегающим потоком воздуха не происходит.

Из представленных распределений видно, что в начальных сечениях, на расстояниях Х < 30 мм от места распыла безразмерные максимальные значения концентраций последовательно уменьшаются от с_к=1 до с_к=0,2. Здесь с_к=С_к,max/С_к.вх – безразмерные значения концентраций. На этих же расстояниях измеренные среднезаутеровские диаметры капель в струе оказываются постоянными и составляют приблизительно 20 мкм. В дальнейшем, при Х > 30 мм, концентрации капель остаются практически постоянными, а размеры капель последовательно увеличиваются, особенно в периферийной части струи, где составляют 30 – 40 мкм.

Исследования распыливания и распределения жидкого топлива в закрученном потоке за модулем МОГОС (без префильмера) показали, что при подаче топлива только в центральный канал при перепаде давления воздуха 2,7% за модулем наблюдается равномерное распределение капель топлива в поперечном сечении факела при размерах капель приблизительно 53мкм. Оказалось, что при этом направление закрутки воздушного потока во внешнем по отношению к закрутке в центральном завихрителе существенно влияет и на размеры капель, и на равномерность их распределения по сечению. Так, при противоположном направлении закруток d₃₂ = 73 - 92 мкм и Сv = 3,7 - 6,4 , а при одинаковом - d₃₂ = 53 - 72 мкм и Сv = 2,7 - 4,56 . Пример распределения концентраций топлива и размеров капель в факеле распыла при снятом стабилизаторе пламени приведен на рис.14.

В модуле с кольцевым стабилизатором размер капель оказался на 15 - 20 мкм меньше по сравнению с модулем без стабилизатора. Например, при работе только центральной форсунки d₃₂ = 37 - 45 мкм. При расходе топлива 1,8 - 3,9 г/с значения концентраций капель составили Сv = 2,4 - 2,6. В случае совместной работы центральной форсунки и коллектора внешнего завихрителя (12 форсунок) величина медианного размера капель составила d₃₂ = 48 - 62 мкм при параметре Сv = 3,4 - 5,8.
7. Пневматический распыл в модуле с кольцевым префильмером

Проведенные испытания фронтового устройства с форсуночным модулем МОГОС выявили некоторые недостатки смесеобразования и привели к выводу о необходимости использования префильмера в области струйной подачи топлива. Для проверки распределения топлива на кольцевом префильмере описанное устройство было испытано при подаче в качестве топлива керосина. В опытах расход воздуха при перепаде 2 кПа составлял 100 г/c, варьируемыми параметрами были G_К - расход топлива через коллектор наружного контура, G_Ф - расход топлива через центральную форсунку. Фотография факела распыла приведена на рис.15, а результаты измерений размеров топливных капель - на рис.15 и 16.

Опыты показали, что факел распыла в среднем однороден и по размерам капель, и по распределениям объемных концентрации, однако при этом пульсации концентраций весьма велики и достигают более 50%.

С целью улучшения экологических и ресурсных характеристик существующих ТРДД гражданской авиации разработан фронтовой модуль камеры сгорания с комбинированной центробежно-пневматической форсункой.

Выполнена экспериментальная отработка конструкции форсунки в модельных условиях. Проведены сравнительные испытания отсека камеры сгорания с серийной и модифицированной форсункой с целью получения предварительных экологических и основных характеристик разрабатываемой кольцевой камеры сгорания. Экспериментально подтверждена высокая полнота сгорания топлива, удовлетворительный диапазон устойчивого горения, малая эмиссия несгоревших углеводородов, оксида углерода и снижение эмиссии оксидов азота в модифицированном варианте камеры сгорания.

Рисунки

Рис.2.

Рис. 3.

Рис. 4.

Рис.5

Рис. 6

а)

б)

Рис. 7

Рис. 8

Рис. 9.

Рис. 10

Рис.11

Рис. 13

Рис. 14

Рис. 15

Рис. 16
Подписи под рисунками

а)- трехъярусный модуль МОГОС, б)- трехъярусный модуль с префильмером (МОГОС-П), в)- двухъярусный завихритель.

Рис. 2. Визуализация топливовоздушного факела

Рис. 3. Визуализация топливовоздушного факела с наклонной подачей струй.

Рис. 4. Зависимость формы истечения топлива из сопла форсунки от заглубления b₀ шнека : а) заглубление +0,3 мм; б) заглубление - 0,5 мм.

Рис. 5. Фотоснимок формы факела распыливания и зависимость среднезаутеровского диаметра капель SMD от разности давлений на входе воздуха в центральный канал и завихритель форсунки.

Рис. 6. Распределения размеров в зависимости от расстояния Y до сопла форсунки при наличии и отсутствии обдувочного воздуха.

Рис.7 Фотографии жидкой пленки за центробежной форсункой

а) G_F=1,86 г/с , б) G_F=3,32 г/с

Рис.8. Фотография струи топлива, натекающего на пластину

Рис.9 Распределение осредненной концентрации вдоль оси x.

Рис.10. Распределение размеров капель в поперечном направлении

Рис.11. Распределение концентрации топлива по диаметру факела распыливания. Рф=3,2 кПа, Gв=52 г/с, Gт=3,2 г/с

Рис.12. Распределение средней концентрации топлива по длине факела.

Рф=3,2 кПа, Gв=52 г/с, Gт=3,2 г/с

Рис.13. Распределение размеров капель топлива по диаметру факела распыливания Рф=3,2 кПа, Gв=52 г/с, Gт=3,2 г/с

Рис.14 Радиальное распределение размеров капель керосина (d₃₂) и их концентрации (Cv) в топливном факеле за модулем МОГОС.

Рис.15. Фотография факела распыла и распределение размеров капель по диаметру факела. Р_в= 2 кПа, G_Т= G_К + G_Ф = 5 г/с.

Рис.16. Распределение размеров капель по диаметру факела.

а)- G_К = 4 г/с., G_Ф=0; б)- G_К=0, G_Ф=2г/с.

По результатам обсуждений на семинаре принято решение:

1. 
   Признать, что разработанные и апробированные в СГАУ сетевые механизмы взаимодействия центров коллективного пользования создают важную основу для повышения эффективности использования уникального оборудования.
   
2. 
   Разработанные, нормативно-правовые документы и созданные наблюдательные Советы расширяют возможности взаимодействия университетов в плане использования уникального оборудования для совместных научных исследований и в образовательной деятельности.
   
3. 
   Рекомендовать всем научным группам разработать план мероприятий по внедрению разработанных механизмов взаимодействия центров коллективного пользования уникальным оборудованием.
   

Таким образом, в рамках работы III.4 «Проведение научно-методических семинаров по результатам апробации механизмов функционирования системы центров коллективного пользования» в отчетный период проведено 3 семинара в т.ч. на базе СГАУ – два семинара:

- «Пути совершенствования механизмов эффективного функционирования системы центров коллективного пользования инновационных вузов»а – число участников 43.

- «Сетевое взаимодействие центров коллективного пользования уникальным оборудованием» – число участников 52.

Кроме того, СГАУ принял участие в семинаре, проводившемся на базе ЛЭТИ:

- «Результаты реализации сетевой распределенной системы масштабной подготовки магистров и аспирантов» – число участников 61.

Таким образом, общее число принявших участие в трех семинарах составило 156 человек.

На семинарах обсуждались результаты апробации механизмов функционирования системы центров коллективного пользования. Выработаны следующие рекомендации и предложения:

- Признано, что разработанные и апробированные в СГАУ сетевые механизмы взаимодействия центров коллективного пользования создают важную основу для повышения эффективности использования уникального оборудования, в частности, доработанные, нормативно-правовые документы и инициативы по созданию наблюдательных Советов открывают новые возможности по совершенствованию механизмов сетевого взаимодействия.

- Сформулирована основная задача центров коллективного пользования уникальным оборудованием: интеграция на базе ЦКП научно-исследовательского и образовательного потенциала для подготовки современных и конкурентоспособных специалистов, в рамках которой должны решаться следующие конкретные задачи:

• 
  Распределенная подготовка высококвалифицированных специалистов и научных кадров, в частности, подготовка и публикация учебных пособий, осуществляющих методическую поддержку распределенного образования и учебно-исследовательской работы на современном оборудовании.
  
• 
  Проведение совместных научно-исследовательских работ, в частности, аналитическое, научно-методическое и диагностическое обеспечение фундаментальных исследований, предоставление возможности выполнения исследовательских работ студентам, бакалаврам, аспирантам, магистрам и докторантам, содействие развитию научных школ по важнейшим направлениям науки и техники, совершенствование существующих и создание новых направлений экспериментальных методик.
  
• 
  Предоставление услуг пользователям научного оборудования, в том числе промышленным предприятиям, создание банка данных информационных систем, обеспечивающих оперативность выхода на ресурсы центров коллективного пользования уникальным оборудованием.
  

- Подчеркивалась актуальность и необходимость продолжения работы по доработке пакета проектов, устраняющих противоречия и ликвидирующих пробелы в законодательных и подзаконных актах Российской Федерации. В частности, признано целесообразным продолжить работу по разработке нормативно-правовых и методических документов, регламентирующих работу электронной системы взаимодействия сети ЦКП.

- Всеми вузами партнерами поддержана инициатива СГАУ по созданию наблюдательных советов по оценке деятельности центров коллективного пользования. Достигнута договоренность о подготовке кандидатур в эти советы к 20 октября 2010 года.

- Рекомендовать рассмотреть возможность создания Консорциума вузов-участников проекта, а также создание наблюдательных советов по оценке деятельности центров коллективного пользования в рамках программы сетевого взаимодействия.

По результатам обсуждений приняты решения:

- Цели, поставленные перед участниками проекта, полностью достигнуты

- Продолжить сотрудничество по реализации сетевого взаимодействия и масштабного использования полученных результатов.

- Заключить бессрочное Соглашение о сотрудничестве инновационных вузов при реализации распределенных основных и дополнительных образовательных программ