Содержание к диссертации
Введение
1. Обзор литературы 12
1.1. Введение 12
1.2. Математическое моделирование непрерывной детонации 20
1.3. Экспериментальные исследования непрерывной детонации 31
1.4. Основные выводы к Главе 1 71
2. Математическая модель течения 73
2.1. Физико-математическая модель турбулентного двухфазного реагирующего течения 73
2.1.1. Уравнения сохранения для контрольного объема 73
2.1.2. Усредненные уравнения сохранения 74
2.1.3. Модель турбулентности 76
2.1.4. Турбулентный перенос 76
2.1.5. K- модель турбулентности 77
2.1.6. Граничные условия 79
2.1.7. Численное решение усредненных уравнений течения 80
2.1.8. Физико-математическая модель двухфазного течения 80
2.1.9. Подмодель прогрева и испарения капли 82
2.1.10. Подмодель дробления капель WAVE 84
2.2. Моделирование химических реакций окисления топлива 85
2.2.1. Введение 85
2.2.2. Алгоритм метода частиц 87
2.2.3. Реализация метода частиц 90
2.3. Глобальные кинетические механизмы 91
2.3.1. Кинетика окисления водорода 91
2.3.2. Кинетика окисления метана 92
2.4. Основные выводы к Главе 2 95
3. Расчетные и экспериментальные исследования непрерывно детонационного горения в ракетных двигателях 97
3.1. Введение 97
3.2. Камеры сгорания и экспериментальный стенд 101
3.3. Математическое моделирование рабочего процесса и тяговых характеристик ракетного двигателя, работающего на смеси природный газ – кислород 107
3.4. Экспериментальные исследования и оценка тяговых характеристик непрерывно-детонационного ракетного двигателя, работающего на смеси водород-кислород 116
3.5. Экспериментальные исследования и оценка тяговых характеристик непрерывно-детонационного ракетного двигателя, работающего на смеси природный газ -кислород 126
3.5.1. Введение 126
3.5.2. Результаты испытаний для смеси газообразных природного газа и кислорода. 127
3.5.3. Результаты испытаний для смеси сжиженного природного газа и кислорода. 139
3.5.4. Выводы 142
3.6. Основные выводы к Главе 3 143
4. Расчетные и экспериментальные исследования непрерывно детонационного горения топливно-воздушных смесей . 145
4.1. Математическое моделирование рабочего процесса и тяговых характеристик водородно-воздушной детонационной камеры сгорания ИГиЛ СО РАН 145
4.1.1. Введение 145
4.1.2. Постановка задачи 145
4.1.3. Результаты расчетов 148
4.1.4. Выводы 160
4.2. Математическое моделирование рабочего процесса водородно воздушной непрерывно-детонационной камеры сгорания с повышением полного давления 160
4.2.1. Введение 160
4.2.2. Постановка задачи 161
4.2.3. Результаты расчетов 162
4.2.4. Выводы 166
4.3. Камера сгорания ИХФ РАН 166
4.3.1. Экспериментальный стенд 166
4.3.2. Камера сгорания КНД400 168
4.3.3. Система регистрации 171
4.4. Математическое моделирование рабочего процесса и тяговых характеристик водородно-воздушной непрерывно-детонационной камеры сгорания ИХФ РАН 178
4.4.1. Введение 178
4.4.2. Постановка задачи 178
4.4.3. Сравнение с экспериментом 180
4.4.4. Исследование влияния геометрии камеры сгорания и состава смеси на тяговые характеристики 183
4.4.5. Выводы 189
4.5. Экспериментальные исследования водородно-воздушной непрерывно детонационной камеры сгорания 190
4.5.1. Результаты экспериментов для НДКС со смесителем А 190
4.5.2. Измерения тяги 199
4.5.3. Результаты экспериментов со смесителем Б 202
4.5.4. Выводы 209
2 4.6. Результаты экспериментов водород-жидкий пропан-воздух 210
4.7. Основные выводы к Главе 4 215
5. Расчетные и экспериментальные исследования непрерывно детонационного прямоточного воздушно-реактивного двигателя . 218
5.1. Численное проектирование облика детонационного прямоточного воздушно-реактивного двигателя. 218
5.1.1. Введение 218
5.1.2. Постановка задачи 218
5.1.3. Результаты расчетов 221
5.1.4. Тяговые характеристики: определения 222
5.1.5. Влияние конфигурации двигателя 226
5.1.6. Влияние расчетной сетки 228
5.1.7. Влияние конечного времени смешения 232
5.1.8. Выводы 236
5.2. Экспериментальные исследования рабочего процесса и тяговых характеристик непрерывно-детонационного прямоточного воздушно реактивного двигателя в аэродинамической трубе «Транзит-М» 237
5.2.1. Введение 237
5.2.2. Описание установки 238
5.2.3. Результаты испытаний 244
5.2.4. Выводы 255
5.3. Экспериментальные исследования рабочего процесса и тяговых характеристик непрерывно-детонационного прямоточного воздушно реактивного двигателя в аэродинамической трубе АТ-303 256
5.3.1. Введение 256
5.3.2. Описание установки 256
5.3.3. Результаты испытаний 259
5.3.4. Выводы 265
5.4. Основные выводы к Главе 5 266
Основные результаты и выводы 268
Список сокращений 270
Список литературы 271
- Математическое моделирование непрерывной детонации
- Математическое моделирование рабочего процесса и тяговых характеристик ракетного двигателя, работающего на смеси природный газ – кислород
- Результаты экспериментов для НДКС со смесителем А
- Описание установки
Введение к работе
Актуальность темы исследования. В настоящее время сильно возрос
интерес к использованию детонационного горения в энергетических установках
различного направления. В частности, использование непрерывно-
детонационных камер сгорания (НДКС) рассматривается как один из возможных путей повышения эффективности газотурбинных, ракетных и прямоточных двигателей. Активно ведется разработка вычислительных методик, позволяющих существенно сократить затраты при проектировании силовых установок с НДКС и определить перспективные области применения НДКС в силовых установках нового поколения. Также ведется широкий спектр экспериментальных работ по решению фундаментальных и конструкторских проблем, возникающих при создании таких камер сгорания (КС).
Цели и задачи исследования. Основной целью исследования являлось теоретическое и экспериментальное доказательство энергоэффективности НДКС в ракетных, турбореактивных и прямоточных двигателях. Для этого было необходимо разработать прогностическую трехмерную математическую модель с учетом смешения компонент топливной смеси. После проверки математической модели путем сравнения результатов расчетов с известными экспериментальными данными использовать модель для проектирования и оптимизации непрерывно-детонационных двигателей. Исследование включало следующие задачи:
-
Разработать и проверить на известных экспериментальных данных модель горения с учетом смешения компонент горючей смеси для моделирования процессов горения в НДКС;
-
Спроектировать экспериментальный стенд и образцы НДКС для испытаний образцов детонационных ракетных двигателей (ДРД). Экспериментально доказать энергоэффективность детонационного цикла сжигания топлива (цикла Зельдовича) по сравнению с традиционным циклом сжигания при постоянном давлении. С использованием разработанной математической
модели провести оптимизацию образцов ДРД для получения максимальных тяговых характеристик.
-
Спроектировать экспериментальный стенд и макет-демонстратор НДКС для турбореактиного двигателя. Теоретически и экспериментально исследовать влияние непрерывно-детонационного рабочего процесса на входе и выходе камеры сгорания.
-
С использованием трехмерной физико-математической модели разработать облик прямоточного воздушно-реактивного двигателя (ПВРД) с НДКС. Разработать и испытать экспериментальный образец ПВРД в аэродинамических трубах со свободным обдувом сверхзвуковым потоком и получить тяговые характеристики двигателя.
Научная новизна. В диссертации (1) разработана уникальная физико-математическая модель сжимаемого двухфазного реагирующего течения, основанная на методе Монте-Карло для описания турбулентно-молекулярного смешения компонент горючей смеси и химических реакций. Модель проверена путем прямого сравнения результатов расчетов с экспериментальными данными для НДКС различной конструкции. Разработанная модель успешно используется для проектирования и оптимизации камер сгорания нового типа, работающих на разных горючих; (2) спроектированы изготовлены и испытаны экспериментальные образцы НДКС для жидкостных ракетных двигателей (ЖРД), турбореактивных (ТРД), газотурбинных (ГТД) и прямоточных воздушно-реактивных двигателей (ПВРД), работающие на топливных парах водород-кислород, природный газ-кислород, сжиженный природный газ-кислород, водород-воздух, водород-жидкий пропан-воздух; (3) впервые экспериментально доказано, что термодинамический цикл Зельдовича с непрерывно-детонационным горением является более эффективным, чем термодинамический цикл с непрерывным горением той же смеси при прочих равных условиях; (4) впервые экспериментально получен высокий удельный импульс тяги ДРД на земле (до 270 с) при давлении в камере сгорания, вдвое
меньшем, чем в традиционном ЖРД; (5) впервые доказано, что НДКС можно использовать в турбореактивных и турбовальных двигателях, предусмотрев простые устройства-изоляторы для предотвращения влияния пульсаций параметров течения на компрессор и турбину; (6) на основе многовариантных трехмерных расчетов доказана возможность создания детонационного ПВРД со сверхзвуковым горением водорода в НДКС оригинальной конструкции. Такой детонационный ПВРД может иметь высокую положительную эффективную тягу при скорости полета с числом Маха 5 на высоте 20 км; (7) впервые в мире проведены испытания детонационного ПВРД в условиях обдува воздухом с числом Маха от 4 до 8 и с температурой торможения 300 и 1500 К. Доказана возможность реализации устойчивого НД процесса в камере сгорания такого двигателя и достижения положительной эффективной тяги при удельном импульсе не менее 3300 с по топливу.
Теоретическая и практическая значимость работы. Созданная в
диссертации физико-математическая модель позволяет значительно снизить
затраты на проектирование традиционных и детонационных камер сгорания
ЖРД, ТРД, ГТД и ПВРД. Разработаны схемы энергоэффективных
детонационных камер сгорания, доказывающих перспективность
использования детонационного горения, при проектировании реактивных
двигателей следующего поколения. Показана возможность создания
энергоэффективного ПВРД с НДКС оригинальной конструкции, позволяющего обеспечивать полет с числом Маха до 8 с положительной эффективной тягой. Результаты работы стали основой широкой научно-технической кооперации с предприятиями промышленности АО «ОДК-Климов», ОКБ им. А. Люльки, ГНЦ ФГУП «ЦИАМ им П.И. Баранова, ПАО ТМКБ «Союз», ИТПМ СО РАН и др. организациями АО «ОДК» и АО «КТРВ».
Методы исследования. В основе физико-математической модели лежат фундаментальные уравнения сохранения массы, количества движения и энергии для вязкого, сжимаемого турбулентного реагирующего течения.
Уравнения дополнены подсеточной моделью горения, основанной на методе Монте-Карло и включающую модельные уравнения химической кинетики. Для экспериментального исследования НДКС и образцов двигателей с НДКС созданы экспериментальные стенды и образцы двигателей с оригинальной системой регистрации рабочего процесса, основанной на использовании ионизационных зондов, датчиков пульсаций давления и оптических методов регистрации.
Положения, выносимые на защиту. На защиту выносятся:
-
Физико-математическая модель с учетом конечных скоростей молекулярного смешения и скорости химических превращений;
-
Результаты расчетов рабочего процесса в НДКС ДРД, работающего на топливной паре «природный газ-кислород»;
-
Результаты испытаний НДКС ДРД, работающего на топливной паре «водород-кислород», доказывающие энергоэффективность детонационного цикла сжигания топлива;
-
Результаты испытаний ДРД, работающего на топливной паре «природный газ-кислород» и «сжиженный природный газ-кислород», показывающие возможность создания ЖРД оригинальной конструкции с высокими тяговыми характеристиками при значительном уменьшении давления в КС по сравнению с ЖРД традиционной конструкции;
-
Результаты трехмерных расчетов по оптимизации геометрии водородно-воздушной НДКС;
-
Результаты испытаний крупномасштабной НДКС, работающей на топливной паре «водород-воздух» и тройной смеси «водород-жидкий пропан-воздух»;
-
Результаты трехмерных расчетов по созданию облика ПВРД с НДКС оригинальной конструкции с оценкой его тяговых характеристик;
-
Результаты испытаний ПВРД с НДКС в аэродинамических трубах со свободным обдувом сверхзвуковым потоком с числом Маха от 4 до 8 с
температурой торможения 300 и 1500 К и регистрацией тяговых характеристик.
Степень достоверности полученных результатов. Физико-
математическая модель проверена путем прямого сравнения расчетных и экспериментальных данных, в том числе полученных в исследованиях, представленных в этой работе. Результаты экспериментов и испытаний НДКС различной конструкции подтверждены известными в литературе данными. Экспериментальные данные, полученные с использованием новых методик регистрации, проверены независимыми методами регистрации, в том числе визуальными методами с использованием высокоскоростных видеокамер. Измерения тяги экспериментальных образцов двигателей проводились после калибровки тяговых столов с использованием аттестованного датчика усилия.
Апробация результатов. Основные результаты диссертационной работы докладывались на семинарах и научных конференциях отдела горения и взрыва ИХФ РАН (2012-2018 г. Москва); на научных сессиях НИЯУ МИФИ (2012-2015, г. Москва); на VII-X Международных коллоквиумах по импульсной и непрерывной детонации ICPCD (2010, 2016 г. Санкт - Петербург, Россия; 2012, г. Будва, Республика Черногория; 2014, г. Пушкин, Россия); на Симпозиуме по горению и взрыву COMBEX (2013, г. Рамзау, Австрия); на Минских международных коллоквиумах по физике ударных волн, горения и детонации (2013 и 2015, г. Минск, Беларусь), XXV конференции «Высокоэнергетические процессы в механике сплошной среды» (2017 г., Новосибирск, Россия).
Публикации. По материалам диссертации опубликовано 72 печатные работы. Статей, опубликованных в рецензируемых научных изданиях, рекомендованных ВАК - 24.
Личный вклад автора. Соискатель принимал непосредственное участие в разработке физико-математической модели, постановке задач, проведении расчетов, их обработке и анализе результатов. Лично автором разработаны
стенды и экспериментальные образцы НДКС, проведены их испытания, обработка и анализ экспериментальных данных.
Объем и структура диссертации. Диссертация состоит из введения, пяти глав, формулировки основных результатов и выводов, списка сокращений и списка цитируемой литературы. Работа изложена на 288 страницах и содержит 183 рисунка, 22 таблицы и библиографию из 153 наименований.
Математическое моделирование непрерывной детонации
Первые вычислительные модели, для исследования рабочего процесса в кольцевых НДКС были основаны на двумерных уравнениях течения невязкого нетеплопроводного реагирующего газа [57]. В этих расчетах кольцевая камера сгорания «разрезается» по образующей, параллельной оси камеры, и «разворачивается» на плоскость (см. Рис. 7), а на образованных боковых границах (y = 0, l) используются периодические граничные условия. Двумерное приближение существенно упрощает картину течения, исключая из рассмотрения дифракцию ДВ на искривленных поверхностях камеры сгорания и многие другие эффекты, связанные с конструкцией входных устройств. Однако такие вычислительные методики позволяют исследовать структуру ДВ, изучить основные закономерности рабочего процесса в НДКС, выделить определяющие параметры процесса и оценить тяговые характеристики реактивного двигателя. В настоящее время двумерные расчеты, как правило, используются для экспресс-анализа перспективности использования НДКС выбранной геометрии и для поиска путей снижения термодинамических потерь. Например, в [58] с помощью двумерных невязких расчетов доказано, что рабочий процесс в НДКС соответствует термодинамическому циклу Я.Б. Зельдовича.
Современные вычислительные технологии основаны на трехмерных уравнениях течения в НДКС. В [59]-[88] разработаны вычислительные методики, основанные на трехмерных уравнениях Эйлера. В [59] использован эффективный метод динамического сгущения расчетной сетки в областях с большими градиентами параметров течения. Основной недостаток технологий [59]-[68] – это использование уравнений течения невязкого нетеплопроводного газа, что исключает возможность моделирования процессов смешения топливных компонентов и горения вещества на контактной границе свежей смеси с продуктами детонации. Например, в [57] расчеты проводятся на основе уравнений Эйлера для гомогенных газовых смесей.
В [67], как и в [57], приведены результаты двумерных расчетов с периодическими граничными условиями (Рис. 8). Следует иметь в виду, что периодические граничные условия могут порождать «паразитные» (имеющие численную природу) решения, что впервые показано С.А. Жданом в ИГиЛ СО РАН [52].
В другой расчетной работе [68] потоки массы, количества движения и энергии интегрировались по пространству методом WENO (Weighted Essentially Non-Oscillatory – Взвешенный Существенно Монотонный) пятого порядка, а по времени – методом Рунге-Кутта второго порядка. В [68] в своих расчетах авторы использовали структурированную сетку с очень большим количеством расчетных ячеек (несколько миллионов).
В расчетно-экспериментальной работе [89] авторы исследовали влияние кривизны канала на структуру и распространение детонации. На Рис. 9 показаны результаты расчетов [89] где видно, что размер детонационной ячейки в окрестности внешней стенки меньше, чем в окрестности внутренней стенки. Таким образом, было показано, что кривизна канала имеет существенное влияние на устойчивость детонационной волны. В работе [90] показано, что кривизна канала НДКС должна обязательно учитываться. На Рис. 10 ([90]) отчетливо видна дифракция ДВ на внутренней и внешней стенках кольцевого зазора.
Таким образом, анализ литературы показывает, что анализ рабочего процесса в кольцевой КС необходимо проводить на основе решения нестационарных трехмерных уравнений турбулентного сжимаемого реагирующего течения с учетом конечных скоростей молекулярного смешения и химических превращений. В расчетах необходимо использовать максимально приближенную к реальной геометрию НДКС и ее смесительной головки. Особенно важным является корректное моделирование течения в области смесительной головки НДКС, в расчетах необходимо включить в рассмотрение процессы истечения топливных компонентов из соответствующих «ресиверов» через форсунки в КС.
В работе [91] рассмотрен вопрос о возможности распространения непрерывной спиновой детонации (НСД) в прямоточном воздушно-реактивном двигателе (ПВРД) со сверхзвуковой скоростью натекающего потока. Получено численное решение для водородно-кислородной смеси в кольцевой цилиндрической камере сгорания вплоть до числа Маха натекающего потока М0 = 3.
Следуя Рис. 11, сверхзвуковой поток (число Маха потока М0 1, давление Р0, температура T0, молекулярная масса ц0, показатель адиабаты у0), проходя через сверхзвуковое воздухозаборное устройство (ВЗУ) (входная площадь сечения S0 и выходная - Si) и частично затормаживаясь до параметров потока рь Ть Мi 1, поступает в кольцевой цилиндрический канал длиной Lb шириной 8, а затем в кольцевую НДКС. Камера сгорания имеет на входе сопряжение длиной L2 с линейным расширением кольцевого канала от 8 до А. Диаметр КС составлял dc, длина Lс, ширина кольцевого канала А (А 8), площадь проходного сечения S2. На расстоянии L3 от входа в КС цилиндрический канал линейно расширяется до площади проходного сечения на выходе Sex Предположив, что расстояние между стенками трубы мало по сравнению с ее радиусом и параметры потока в радиальном направлении практически не изменяются, авторы [92] упростили трехмерную задачу, сведя ее к квазитрехмерной задаче (см. Рис. 12) с границами Г1 (вход в кольцевую цилиндрическую часть ВЗУ), Г2 (вход в камеру сгорания) и Г3 (открытый конец камеры, через который вытекают продукты сгорания).
Течение газа в области плоского ВЗУ в [92] описываются системой двумерных нестационарных уравнений Эйлера в декартовой системе координат. В результате решения задачи о сверхзвуковом газодинамическом течении в ВЗУ авторы находили распределение параметров сверхзвукового потока на входе в расчетную область (граница Г 1 на Рис. 12). Затем использовали процедуру усреднения, основанную на законах сохранения массы, энтропии и энергии находили средние параметры р , u , p одномерного потока, которые давали граничные условия для задачи о НСД в камере сгорания.
Численное решение в [92] проводилось в 3 этапа: (1) расчет параметров сверхзвукового потока в плоском ВЗУ; (2) инициирование поперечной ДВ в КС и распространение ударной волны в области решения Q1 навстречу сверхзвуковому потоку; (3) выход ударной волны в область Q0 и ее стабилизация на плоском клине. Численное исследование выполнено для стехиометрической водородно-кислородной газовой смеси.
На Рис. 13 представлены двумерные теневые картины распределения давления в плоском ВЗУ в одно- и двухконтурной постановке задачи при М0 = 2.5 после установления параметров потока на выходе. Видна классическая картина взаимодействия ударной волны со стенками ВЗУ. Сверхзвуковой поток, проходя через серию ударно - волновых скачков, неизэнтропически сжимается и частично затормаживается до M\ « 1.55. Расчеты для других чисел Маха М0 показали, что с ростом М0 при ударно-волновом сжатии газа давление, плотность и температура на выходе из ВЗУ больше, чем при изэнтропическом сжатии, а число Маха Мi меньше.
Математическое моделирование рабочего процесса и тяговых характеристик ракетного двигателя, работающего на смеси природный газ – кислород
Впервые эксперименты с непрерывно-детонационным горением метанокислородной смеси в кольцевой КС были проведены в ИГиЛ СО РАН [98] и частично описаны в Главе 1. Аналогичные эксперименты проведены в [45],[147] для КС, описанных в Разделе 3.2. Результаты экспериментов [45],[147] будут описаны в Разделах 3.4 и 3.5.
В данном разделе описаны результаты расчетов с целью определения прогностических возможностей созданной в ИХФ РАН вычислительной технологии, предназначенной для моделирования рабочего процесса в непрерывно-детонационных КС, на примере результатов огневых испытаний стендового образца ДРД [147]. Расчеты проводились параллельно с экспериментальной работой и кроме проверки вычислительной методики, расчеты позволили оптимизировать геометрию КС и повысить удельный импульс экспериментальных образцов на 5-7%.
В качестве горючего в расчетах использовался газообразный ПГ, состоящий на 92,8% из метана и содержащий следующие примеси: 3,9% этана; 1,1% пропана; 0,4% бутана; 0,1% пентана; 1,6% азота и 0,1% диоксида углерода, а в качестве окислителя — кислород. В [147] и в Разделе 3.5 описаны эксперименты с измерением тяги стендового образца детонационного ЖРД при давлениях в малоразмерной кольцевой КС до 10 атм, расходах топливных компонентов до 0,7 кг/с и составах топливной смеси от обедненных горючим (коэффициент избытка топлива 0,5) до обогащенных горючим (2,0). Максимальные значения тяги и удельного импульса, полученные в [147], составили 750 Н и 160 с соответственно.
В расчетах рассматривалась конфигурация КС КНД100 диаметром 100 мм, длиной 100 мм, толщиной зазора 5 мм, шириной зазора для подачи кислорода 1-2,5 мм и 144 форсунками подачи ПГ диаметром 0,8 мм. На Рис. 66а показан продольный разрез (Рис. 66а) и изометрическое изображение одной четверти (Рис. 66б) разных конфигураций стендового образца детонационного ЖРД с патрубком подачи кислорода.
В Табл. 9 представлены результаты пяти характерных экспериментов на стендовом образце детонационного ЖРД двух конструкций. В экспериментах 1–4 использовался ЖРД базовой конструкции с кольцевой щелью шириной = 1 мм без внешнего сопла. В эксперименте 5 кольцевая щель расширена до = 2,5 мм и установлено внешнее суживающе-расширяющееся сопло (см. Рис. 66б), в котором площадь минимального сечения составляла 50% от площади сечения кольцевого канала.
В эксперименте 1 проводилась холодная продувка детонационного ЖРД (без зажигания) и измерялась создаваемая тяга. В экспериментах 2 и 3 наблюдались устойчивые режимы соответственно с четырьмя и тремя равноудаленными ДВ, циркулирующими в одном тангенциальном направлении. В эксперименте 4 наблюдался устойчивый режим с одной ДВ, циркулирующей в одном тангенциальном направлении. Наконец, в эксперименте 5 наблюдался околопредельный автоколебательный режим с ДВ, пульсирующей в продольном направлении: ДВ самопроизвольно возникала ниже по течению от топливных форсунок и распространялась вверх (без видимого вращения) по направлению к топливным форсункам. Таким образом, в экспериментах 2–4, проведенных на стендовом образце ДРД одной и той же конструкции, с понижением расхода топливной смеси количество ДВ уменьшалось с четырех до одной, а характерная частота рабочего процесса — с 23,6 до 7,4 кГц, и тяга— с 563 до 330 Н. При установке внешнего сопла в эксперименте 5 в КС реализовался околопредельный автоколебательный режим с пульсирующей детонацией при расходе топливной смеси, близком к значению в эксперименте 3, но при удельном (на единицу площади сечения кольцевой щели) расходе, меньшем, чем в эксперименте 4. Характерная частота рабочего процесса в эксперименте 5 составила 4,7 кГц, а тяга оказалась выше, чем в эксперименте 3: 506 вместо 405 Н. В расчетах, описанных ниже, изучались возможности вычислительной технологии, разработанной в ИХФ РАН, предсказать все указанные режимы.
На Рис. 67 показан фрагмент структурированной неравномерной расчетной сетки стендового образца детонационного ЖРД с раздельной подачей природного газа и кислорода. Минимальный размер ячеек в зоне вращения детонации равен 0,2 мм. Круглые радиальные отверстия во внешней стенке КС (для подачи ПГ) моделировали набором прямоугольных ячеек с таким же гидравлическим сопротивлением. Полное число ячеек вместе с соплом и буферной зоной составило 4,5105 – 5,5105.
На входе в метановый и кислородный коллекторы задавались постоянные расходы природного газа и кислорода соответственно. На всех непроницаемых стенках задавались условия прилипания и постоянная температура 293 K. В выходных сечениях буферной зоны, расположенных на большом расстоянии от среза сопла, задавалось постоянное статическое давление 1 атм.
В начале расчета кольцевая КС заполнена воздухом при нормальных условиях, а метановый и кислородный коллекторы заполнены природным газом и кислородом при давлениях, равных экспериментально измеренным значениям за соответствующими запорными клапанами. Все газы в начальный момент времени неподвижны. Далее начиналась продувка КС газами, сопровождающаяся турбулентно-молекулярным смесеобразованием, за которой следовала процедура инициирования детонации. Для инициирования детонации в кольцевом зазоре размещали то или иное количество источников зажигания – локальных областей с быстрым выгоранием вещества.
После некоторого переходного периода в КС устанавливался квазистационарный рабочий процесс с одной или несколькими ДВ, циркулирующими в одном или в разных тангенциальных направлениях, или хаотический автоколебательный режим, напоминающий режим с одной волной, пульсирующей в продольном направлении.
Ниже приведено краткое описание расчетов, соответствующих экспериментам 1–5, в Табл. 9. В результате расчета холодной продувки (без зажигания) стендового образца ДРД в условиях эксперимента 1 (см. табл. 1) получена тяга 210 Н, тогда как экспериментально измеренная тяга составила 165 Н. Оказалось, расчет завышает тягу холодной продувки ДРД приблизительно на 27%. Отметим, что в расчетах тягу определяли как интеграл сил давления и вязкого трения по всем твердым поверхностям ДРД.
На Рис. 68 (верхний ряд) показаны квазистационарные расчетные поля статического давления на внешней и внутренней стенках (а) и в поперечном сечении КС на расстоянии 4 мм ниже по течению от огневого днища (б), а также статической температуры (в) в условиях эксперимента 2 с зажиганием. Здесь реализуется рабочий процесс с четырьмя равноудаленными ДВ, циркулирующими в одном направлении со скоростью 2210 ± 30 м/с. Такому рабочему процессу соответствует частота вращения детонации 28 кГц. Согласно Табл. 9 в эксперименте 2 также реализовался рабочий процесс с четырьмя ДВ, однако измеренная частота вращения детонации была на 16% ниже (23,6 кГц). Расчетное значение тяги, развиваемой ДРД, оказалось равным 686 Н, тогда как измеренное значение тяги составило около 563 Н, т. е. расчет завышает тягу приблизительно на 22%.
На Рис. 68 (средний ряд) показаны квазистационарные расчетные поля статического давления и статической температуры в условиях эксперимента 3. Здесь реализуется рабочий процесс с тремя равноудаленными ДВ, циркулирующими в одном направлении со скоростью 2270 ± 20 м/с. Такому рабочему процессу соответствует частота вращения детонации 21,8 кГц. Согласно Табл. 9 в эксперименте 3 также реализовался рабочий процесс с тремя ДВ, однако измеренная частота вращения детонации была на 8% ниже (20,1 кГц). Расчетное значение тяги, развиваемой ДРД, оказалось равным 642 Н, тогда как измеренное значение тяги составило 405 Н, т. е. расчет завышает тягу приблизительно на 58%.
На Рис. 68 (нижний ряд) показаны квазистационарные расчетные поля статического давления и статической температуры в условиях эксперимента 4. Здесь реализуется рабочий процесс с одной ДВ, циркулирующей в одном тангенциальном направлении со скоростью 2330± 20 м/с. Такому рабочему процессу соответствует частота вращения детонации 7,4 кГц. Согласно Табл. 9 в эксперименте 4 также реализовался рабочий процесс с одной ДВ, причем измеренная частота вращения детонации была такой же, как в расчете (7,4 кГц). Расчетное значение тяги, развиваемой ДРД, равно 448 Н, тогда как измеренное значение тяги составило около 330 Н, т. е. расчет завышает тягу приблизительно на 36%.
Результаты экспериментов для НДКС со смесителем А
В данном разделе приведены результаты экспериментов, проведенных для НДКС КНД400 с подачей воздуха через щелевой зазор размером 2, 5 и 15 мм. Часть экспериментов проводилась с пересжатием сечения на выходе КС = 50%. Один эксперимент проведен без конического расширяющегося сопла: в этой конфигурации КС заканчивалась закрытым плоским торцом диаметром 356 мм. В Табл. 16 приведены изменяемые в испытаниях геометрические параметры НДКС, параметры подачи водородновоздушной смеси: давление в коллекторах подачи воздуха Рвозд и водорода РН2, расход смеси и наблюдаемый режим горения.
Отметим, что вследствие падения давления в ресиверах подачи водорода и воздуха в течение испытаний расход смеси уменьшался до 10% от значения, указанного в Табл. 16. Всего было проведено более 100 огневых испытаний, в том числе для проверки воспроизводимости результатов, описанных ниже.
Результаты обработки записей хемиионизационных зондов для пуска №1 (Табл. 16) показаны на Рис. 128. Временные развертки на Рис. 128 показаны для интервала времени 30 мс. В пуске №1 после инициирования детонации и окончания переходного периода в НДКС формировался устойчивый режим с 4 ДВ, одновременно циркулирующими в КС. Характерная частота рабочего процесса составила 6 кГц, что соответствует тангенциальной скорости ДВ около 1900 м/с. Высота ДВ, определенная по продольной развертке записей хемиионизационных зондов, составила 50-70 мм.
На Рис. 129 показаны экспериментальные сигналы датчиков пульсаций давления установленных в воздушном коллекторе, недалеко от КС (1), и датчиков, установленных в КС на расстоянии 30 (2) и 255 мм (3) от входа в КС. Записи датчиков пульсаций давления носят периодический характер с резким фронтом для датчика (2), установленного в области, где происходит вращение ДВ. Пульсации давления в коллекторе подачи воздуха не превышают ±0,1 атм, а на выходе из НДКС ±1 атм.
Результаты экспериментов без пересжатия сечения на выходе показали, что вследствие снижения давления в КС стабилизируется рабочий режим с 2 ДВ (пуски №2 и №3 в Табл. 16). Результаты обработки записей хемиионизационных зондов для пуска №2 показаны на Рис. 130. Временные развертки на Рис. 130 показаны для интервалов времени 30 мс для каждого изображения. В пуске №2 после инициирования детонации (момент времени 1) и окончания переходного периода в НДКС (момент времени 2) формировался устойчивый режим с 2 ДВ, одновременно циркулирующими в КС. Характерная частота рабочего процесса составила 2,5 кГц, что соответствует тангенциальной скорости ДВ около 1600 м/с. Различие в скоростях детонации для пусков №1 и №2 связано с различным направлением вращения ДВ. В пусках №1 и №2 ДВ вращались по направлению и против направления закрутки потока в воздушном коллекторе соответственно.
Результаты трехмерных расчетов показали, что тангенциальная скорость на входе в КС составляла около 150-200 м/с, что соответствует разнице в скорости ДВ, бегущих по направлению и против направления закрутки потока. Высота ДВ, определенная по продольной развертке записей хемиионизационных зондов, составила 100-130 мм. Интересно, что расстояние между ДВ составило менее половины длины окружности КС. Данный эффект может быть связан с наличием в проточной части КС дополнительного объема инициатора детонации, причем инициатор детонации был присоединен к КС тангенциально, в направлении против направления вращения ДВ. По-видимому, дополнительный объем, вызывает локальные неоднородности волновой картины течения в КС, что приводит к ассиметричной структуре непрерывно-детонационного процесса.
Расширение зазора подачи воздуха с 2 до 5 мм при установке пересжатия сечения на выходе из КС приводит сохранению в КС рабочего режима с 2 ДВ (пуски №4 и №5 Табл. 16). На Рис. 131 показаны экспериментальные записи датчиков пульсаций давления установленных в воздушном коллекторе, недалеко от КС (1), и датчиков, установленных в КС на расстоянии 30 (2) и 255 мм (3) от входа в КС.
Видно, что записи датчиков пульсаций давления носят периодический характер с резким фронтом для датчика (2), установленного в области, где происходит вращение ДВ. Пульсации давления в коллекторе подачи воздуха не превышают ±0,1 атм, а на выходе из НДКС ±0,7 атм.
Удаление пересжатия сечения на выходе КС при сохранении ширины зазора подачи воздуха 5 мм приводит переходному рабочему режиму в КС с двумя и с одной ДВ. Результаты обработки записей хемиионизационных зондов для пуска №6 показаны на Рис. 132. Временные развертки на Рис. 132 показаны для интервалов времени 30 мс для каждого изображения.
В пуске №6 после инициирования детонации в камере сгорания формировался режим с двумя ДВ, однако через 100 мс происходит быстрый переход к режиму с одной ДВ (момент времени 1 на Рис. 132). Характерная частота рабочего процесса с двумя и с одной ДВ составила 2 и 1,1 кГц соответственно, что соответствует тангенциальной скорости ДВ около 1250 и 1400 м/с. Направление вращения ДВ в пуске №6 было против направления закрутки потока в воздушном коллекторе. Возможно, неустойчивость рабочего режима с двумя ДВ в пуске №6 связана с большим дефицитом скорости детонации и уменьшением расхода смеси в течение испытания. Высота ДВ, определенная по продольной развертке записей хемиионизационных зондов, составила 200 мм для режима с одной ДВ и 100 мм для режима с двумя ДВ.
Испытания с более бедной, чем в пуске №6, водродновоздушной смесью, приводит к установлению в НДКС рабочего режима с одной ДВ. Результаты обработки записей хемиионизационных зондов для пуска №7 показаны на Рис. 133. Временные развертки на Рис. 133 показаны для интервалов времени 30 мс для каждого изображения. В пуске №7 после инициирования детонации в камере сгорания формировался режим с одной ДВ, вращающейся по направлению закрутки потока воздуха. Характерная частота рабочего процесса составила 1,5 кГц, что соответствует тангенциальной скорости ДВ около 1900 м/с. Направление вращения ДВ в пуске №7 совпадало с направлением закрутки потока в воздушном коллекторе. Высота ДВ, определенная по продольной развертке записей хемиионизационных зондов составила 200 мм.
На Рис. 134 показаны экспериментальные записи датчиков пульсаций давления установленных в воздушном коллекторе, недалеко от КС (1), и датчиков, установленных в КС на расстоянии 30 (2) и 255 мм (3) от входа в КС. Видно, что записи датчиков пульсаций давления носят периодический характер с резким фронтом для датчика (2), установленного в области, где происходит вращение ДВ. Пульсации давления в коллекторе подачи воздуха не превышают ±0,7 атм, а на выходе из НДКС ±0,5 атм. Таким образом, максимальная величина пульсаций давления, проникающих в воздушный коллектор, наблюдается для режимов с одной ДВ. Таким образом, при проектировании НДКС ГТД для уменьшения влияния пульсаций давления на лопатки компрессора и турбины, необходимо использование специальных устройств-изоляторов, рассмотренных в Разделе 4.2 и/или, по возможности, увеличение количества ДВ в КС.
При увеличении ширины зазора подачи воздуха до 15 мм наблюдались режимы с продольно-пульсирующей детонацией. Результаты обработки записей хемиионизационных зондов для пуска №8 показаны на Рис. 135. Временные развертки на Рис. 135 показаны для интервалов времени 30 мс для каждого изображения. В пуске №7 после инициирования детонации в КС формировался режим с продольно-пульсирующей детонацией. Анализ продольных разверток записей хемиионизационных зондов (Рис. 135) показывает, что ДВ в режиме ППД зарождается около выхода из КС и распространяется вверх по потоку с видимой скоростью около 1000 м/с. После этого горячие продукты детонации сносятся потоком со скоростью около 300 м/с.
Рабочий режим с ППД был устойчивым с постоянной частотой рабочего процесса около 1 кГц и хорошо воспроизводился. Отметим, что похожие режимы горения наблюдались в [98] для плоскорадиальных НДКС.
Описание установки
Экспериментальное исследование рабочего процесса макета демонстратора прямоточного детонационного ПВРД в диапазоне чисел Маха набегающего потока от 4 до 8 и с температурой торможения 300 К проводились в аэродинамической трубе ИТПМ СО РАН «Транзит-М» [152].
Импульсная аэродинамическая труба "Транзит-М" предназначена для проведения аэродинамических испытаний в диапазоне чисел Маха от 4 до 8 при повышенных числах Рейнольдса. Основу установки составляет форкамерный блок, который является источником рабочего газа и определяет характеристики рабочего режима трубы. Исходная масса рабочего газа перед опытом накапливается одновременно в основной форкамере и в дополнительных емкостях, что в общей сложности дает 0,11 м3 сжатого газа под давлением до 200 атм. Внутри основной форкамеры расположен быстродействующий неразрушающийся затвор, перекрывающий выход газа во вспомогательную форкамеру и в осесимметричное сверхзвуковое сопло. После срабатывания затвора сжатый газ перетекает в форкамеру, где происходит уменьшение полного давления и выравнивание потока перед входом в сопло. В конструкции трубы используются сменные профилированные сопла с диаметром среза 300 мм. С помощью сопел создается однородный поток газа с числом Маха от 4 до 8, который обтекает исследуемую модель, установленную в рабочей части трубы. Рабочая часть выполнена в виде осесимметричной камеры Эйфеля и состоит из двух отсеков с оптическими окнами для визуализации картины обтекания. Газ из рабочей части вытекает в вакуумную емкость через диффузор – цилиндрическую трубу диаметром 400 мм. Общая длина установки, включая выхлопной диффузор, составляет 7600 мм; ширина и высота установки 870 и 1470 мм соответственно.
Схема проточного тракта модели детонационного ПВРД разработана на основе результатов расчетов (см раздел 5.1) и показана на Рис. 161. На Рис. 161 также показано расчетное распределение местного числа Маха при холодной продувке с числом Маха М = 5. Здесь же показаны основные элементы установки: форкамера (1), осесимметричное сверхзвуковое сопло (2), рабочая часть трубы (3), диффузор (4), ВЗУ (5) и КС (6) макета-демонстратора ПВРД.
Модель включает воздухозаборное устройство (ВЗУ) с центральным телом, обеспечивающим торможение набегающего сверхзвукового воздушного потока с числом Маха М = 5 в трех косых скачках уплотнения до сверхзвукового течения с максимальным значением местного числа Маха М 2.5 в минимальном сечении ВЗУ (условное «критическое сечение» ВЗУ), и расширяющуюся кольцевую КС, в которой воздушный поток ускоряется до М 4. Диаметр передней кромки внешней обечайки ВЗУ равен 284 мм. Такой размер обеспечивает расчетное течение на входе в КС без влияния пограничного слоя, образующегося на стенках сопла аэродинамической трубы. Внешний диаметр КС – 310 мм. Общая длина модели – 1050 мм. Фотография макета-демонстратора ПВРД установленного в аэродинамической трубе «Транзит-М» показана на Рис. 162.
Для обеспечения детонационного горения в модели предусмотрена возможность дросселирования потока в выходном сечении КС с помощью присоединения к центральному телу плоских дроссельных дисков толщиной 5 мм и диаметром 200, 220 и 240 мм (далее Д200, Д220 и Д240) с закругленными кромками, перекрывающих сечение кольцевого зазора КС на 30%, 40% и 50% соответственно (см. рис. 1). Водород в КС подается через кольцевой пояс из 200 равномерно распределенных радиальных отверстий диаметром 0.8 мм, расположенный на центральном теле на расстоянии 10 мм вниз по потоку от условного критического сечения ВЗУ, из ресивера объемом 0.08 м3 по магистрали с быстродействующим пневматическим клапаном.
Предварительные трехмерные расчеты холодного течения в проточном тракте аэродинамической трубы с установленной обтекаемой моделью показали, что для запуска и устойчивой работы установки модель детонационного ПВРД необходимо расположить таким образом, чтобы расстояние между срезом сопла трубы и передней кромкой внешней обечайки ВЗУ модели составляло не менее 70 мм.
Система регистрации рабочего процесса в КС включает ионизационные зонды, датчики статического или полного давления на входе в КС и датчики статического и полного давления на выходе из КС. Ионизационный зонд, предназначенный для измерения тока проводимости в горячих продуктах сгорания (см. раздел 4.3.3), введен в КС таким образом, что расстояние между тонким оголенным концом зонда и стенкой камеры составляет 1 мм. В центральном теле КС установлено 12 ионизационных зондов: 6 зондов размещены равномерно по окружности на расстоянии 40 мм вниз по течению от пояса подачи водорода, а 7 зондов (1 общий с зондами, расположенными по окружности) размещены равномерно в продольном направлении вдоль образующей центрального тела с шагом 30 мм. Такая система регистрации показала свою эффективность при исследовании непрерывно-детонационного горения водорода в КС ИХФ РАН (см раздел 4.5) и позволяет идентифицировать режим детонационного горения в КС (НСД или продольно-пульсирующая детонация (ППД)) и измерять характерную частоту рабочего процесса, а также скорость и направление распространения ДВ.
Кроме регистрации указанных параметров течения производятся измерения статического и полного давления на срезе сверхзвукового сопла аэродинамической трубы, в форкамере, в вакуумной емкости, в водородном ресивере, в коллекторе подачи водорода, на передней кромке обечайки ВЗУ, а также на входе и на выходе из камеры сгорания (см. Рис. 161).
Для измерений тяги используются два тензодатчика T40A с максимальной нагрузкой 2000 Н. Тензодатчики устанавливаются за моделью детонационного ПВРД, как показано на Рис. 161 и Рис. 163. До начала испытаний в аэродинамической трубе система измерения тяги была откалибрована с использованием калиброванного датчика М50 с максимальной нагрузкой до 5000 Н. Калибровку проводили для статических нагрузок от -2000 до +1000 Н (положительные значения соответствуют направлению нагрузки, противоположному набегающему воздушному потоку).
Для инициирования рабочего процесса в КС используется специально разработанный водородно-кислородный детонатор (см. Рис. 161 и Рис. 164). Детонатор представляет собой камеру зажигания диаметром 20 мм и длиной 30 мм с присоединенной детонационной трубкой диаметром 10 мм и длиной 200 мм. Для зажигания смеси используется стандартная автомобильная свеча.
Детонатор устанавливается на внешней стенке КС на расстоянии 150 мм вниз по потоку от условного критического сечения ВЗУ. Водород и кислород подаются в камеру зажигания детонатора через трубки диаметром 4 мм. После подачи сигнала на включение детонатора сначала в течение 200 мс происходит заполнение детонационной трубки водородно-кислородной смесью, а затем смесь поджигается, в детонационной трубке происходит переход горения в детонацию, и образованная ДВ выходит в кольцевой зазор КС модели детонационного ПВРД. Судя по записям ионизационных зондов, время воздействия детонационного импульса, создаваемого детонатором, на рабочий процесс в КС не превышает 10 мс. Время запуска детонатора синхронизируется с открытием быстродействующего затвора аэродинамической трубы и клапана подачи водорода в КС. Инициирование процесса в КС происходит одновременно с выходом расходов воздуха и водорода на значения, заданные программой эксперимента. Подача водорода в КС продолжается в течение 150 мс: именно в течение такого промежутка времени исследуется рабочий процесс. В дальнейшем наблюдается заметное повышение давления в вакуумной емкости, приводящее к нарушению расчетного течения в сверхзвуковом сопле аэродинамической трубы. Отметим, что без дроссельных дисков, инициировать детонационное горение в модели не удавалось. Подразумевается, что после начала детонационного горения дроссельный диск может быть убран, однако в описанных ниже экспериментах он не убирался.