Регулирование воздушного горения углеводородов дуговыми разрядами малой длины Текст научной статьи по специальности «Физика»

УДК 621.43.056+519.6

Д.А. Долматов

Национальный аэрокосмический университет им. Н.Е. Жуковского «ХАИ», Украина

РЕГУЛИРОВАНИЕ ВОЗДУШНОГО ГОРЕНИЯ УГЛЕВОДОРОДОВ ДУГОВЫМИ РАЗРЯДАМИ МАЛОЙ

ДЛИНЫ

В статье рассматривается влияние электродугового разряда на поля параметров, эмиссию и интегральные характеристики авиационных камер сгорания. Исследована зависимость эмиссии NОх и степени полноты сгорания топлива от мощности разряда и температуры горения. Получены поля параметров для высокотемпературной и низкотемпературной современных метановых камер сгорания. С помощью трехмерной математической модели высокого уровня проведен расчет вязкого течения в жаровьх трубах, оценена величина потерь полного давления. На основании развернутых генеральных балансов получены поля распределения важнейших параметров в зоне горения.

Ключевые слова: математическая модель, генеральный баланс, эмиссия, поле параметров, полнота сгорания, электрический разряд.

Введение

Математическое моделирование реагирующих смесей при помощи методов вычислительной газовой динамики, основанных на модели течения вязкой сжимаемой сплошной среды, в настоящее время предполагает высокую степень детализации процесса как с точки зрения химической кинетики, так и в части максимального приближения расчетной области к геометрической форме действительного объекта. По мере усовершенствования применяемых методов и роста вычислительной мощности базы ЭВМ натурные эксперименты все более вытесняются численными, причем, согласно некоторым экспертным оценкам, в ближайшие 10 лет доля вычислительных экспериментов при проектировании новых устройств составит свыше 95% [1].

При моделировании процессов в камерах сгорания ГТУ, в особенности — электрохимических, нестационарных и детонационных, существенно возрастают требования к качеству используемых математических моделей и точности решения. Ужесточение требований связано в первую очередь с двумя факторами — затруднительностью экспериментальной проверки расчетных данных (за исключением внешних характеристик камеры сгорания) и высокой стоимостью оборудования для испытаний камер сгорания. Контроль мгновенного химического состава зоны горения, имеющего решающее значение для газодинамики процесса, осуществим далеко не для всех компонент — в частности, до сих пор не существует надежной методики отслеживания колебаний концентрации метильных радикалов

и др. [2, 3]. Высокие температуры зоны первичного горения (локально до 2200 К) и лучистый энергообмен также затрудняют инструментальный контроль. В свете всего вышесказанного становится очевидной необходимость высококачественного моделирования процессов в электрохимической камере сгорания, относящейся к наиболее перспективным современным разработкам [4].

Рис. 1. Электрохимическая камера сгорания с изобарным рабочим процессом

Согласно имеющимся результатам численного моделирования и косвенным экспериментам, в электрохимических камерах сгорания с изобарным рабочим процессом наиболее перспективно расположение разряда в зоне активного горения на некотором удалении от ядра факела пламени. При помещении разряда в зону наивысших температур высока вероятность разви-

© Д. А. Долматов , 2011

ISSN1727-0219 Вестник двигателестроения № 2/2011

тия локального детонационного горения, с перспективой распространения детонаций на основной объем и, таким образом, переходом процесса в сложный политропический. В свою очередь, разряд в зонах дожигания и смешения приводит к резкому увеличению эмиссии КОх в силу низкой концентрации топлива и слабо влияет на интегральные характеристики камеры сгорания. Условно оптимальной на текущем этапе исследований, очевидно, следует признать позицию электродов с относительной координатой

Хагс = 0,15...0,35, где

7 = "-aro/ varc /Т

KC

(1)

L

KC

— продольная координата разряда;

— длина жаровой трубы камеры сгора-

ния.

На рис. 1 представлена принципиальная схема кольцевой электрохимической камеры сгорания с одним каскадом дуговых разрядников. До настоящего времени не проводилось детального исследования влияния конечной температуры камеры сгорания — прототипа на поведение факела пламени в разрядной зоне. Таким образом, целесообразно выполнить сравнительный анализ результатов численного моделирования двух существующих камер сгорания с различной номинальной температурой перед турбиной. В качестве объектов исследования выбраны две кольцевые камеры сгорания с универсальным рабочим телом, т.е. предназначенные как для работы на авиационном керосине, так и на природном газе, и существенно различающимися конечными температурами. Интегральные характеристики камер сгорания — прототипов приведены в таблице 1.

рядников хагс = 0,3 ; длина ствола разряда 35 мм; средняя мощность разряда 30 кВт; ЭДС разряда — не более 1000 В; толщина ствола разряда — до 2 мм. Топливо — метан СИ4.

Математическая модель горения

В качестве базовой математической модели газодинамических процессов в проточной части камер сгорания и термических реакций выбрана система уравнений стационарного течения вязкой сжимаемой реагирующей гомогенной турбулентной среды на основе осредненных по Рей-нольдсу уравнений Навье — Стокса и термодинамическим выходом элементарных реакций по Гиббсу [2, 3, 5]. В качестве замыкающей модели выбрана ЗЗТ-модель турбулентности. Ниже приведен общий вид используемых при расчетах уравнений движения среды:

д dxj

Í — т ^

dm р^^ d^L _ dL _dT

1 V; dxj T dxj

_rCj 5 + XPMnía-] = 0 •

pe-id=A

dxJ dxJ

( _

t1j _ pg1j _pc"jcn1

с Jo

V

д dxj

-X DM дЮп-

dxJ

'pn

_ дТ „ д2T p—- — l—— dxJ dx-2

X ¡M nía-']

dxj

(2)

(3)

^ d(tp-Cp) , (4) v ' = 0

Таблица 1

Характеристики камер сгорания — прототипов

Qi =_AHT;1 =XAHT,as -XDH

T,ap

(5)

Параметр PW4084 (КС-1) JT9D-3A (КС-2)

* тГ, к 1720 1420

pK, атм 34,2 22

°ВКС , кг/с 162,2 110,9

hr 0,991 0,988

NOx, ppm 46 17

аКСж 0,935 0,949

Основной целью исследования является получение газодинамических и концентрационных полей параметров для электрохимических камер сгорания на базе прототипов. Координата раз-

pas1 = [as1] R УТ ,

(6)

где dM , DT — коэффициенты массовой и термодиффузии i-го компонента;

ю;, V; — массовая и мольная доли;

M — молярная масса;

[asi ] — равновесные концентрации реагентов l-ой реакции, при которой образуется/расходуется i-ый компонент;

C1

компоненты скорости;

ху — тензор касательных напряжений;

x

aro

g1J — метрический тензор;

Р! — тепловой эффект 1-ой реакции;

Pas1 — парциальное давление реагента а^ ;

срп — удельная теплоемкость п-го компонента.

Для удобства записи опущены символы осреднения по Фавру и пульсационные компоненты скорости. Энтальпии образования веществ при

текущей температуре ^^ определяются как

АН0 = АЫ^р-о

Т

I

298К

I СР*Т ,

(7)

где АН298,^ — энтальпия образования компонента а8 при 298 К [5].

При моделировании процессов в камерах-прототипах учитывается образование оксидов азота при воздушном горении метана, а также возможный выход других побочных продуктов. Две основные реакции выглядят как

СН4 + 202 ® С02 + 2Н20,

N + 02 ® 2К0 .

(8)

(9)

о2 ® О + О

Для получения максимально подробной картины горения используется развернутые генеральные балансы, подвергнутые фильтрации при помощи скоростных и концентрационных коэффициентов чувствительности [3, 5, 6].

Генеральный баланс горения метана

Ниже приведен полный перечень элементарных реакций, используемых при моделировании суммарной реакции (8).

(10) (11) (12)

(13)

(14)

(15)

(16)

СН4 ® СН3 + Н СН3 ®СН2+Н

СН2 ® СН + Н

Н20 ® Н + 0Н

02 + Н ® Н02

02 + Н ® 0Н + 0

02 + С0 ® С02 + 0 02 + СН ® СН0 + 0 02 + СН0 ® С0 + Н02 02 + СН2 ® С0 + 0Н + Н 02 + СН2 ® С02 + Н2 02 + СН3 ® СН20 + 0Н Н2 + 0 ® 0Н + Н Н02 + 0 ® 0Н + 02 Н202 + 0 ® Н02 + 0Н С0 + 0 ® С02 СН + 0 ® С0 + Н СН0 + 0 ® С0 + 0Н СН0 + 0 ® С02 + Н СН2 + 0 ® С0 + Н + Н СН3 + 0 ® СН20 + Н СН4 + 0 ® СН3 + 0Н Н + 0 ® 0Н 0Н + 0 ® Н02 02 + 0 ® 03 Н2 + 0 ® 0Н + Н 0Н + 0Н ® Н20 + 0 Н02 + 0Н ® Н20 + 02 С0 + 0Н ® С02 + Н СН + 0Н ® СН0 + Н СН0 + 0Н ® С0 + Н20

(17)

(18)

(19)

(20) (21) (22)

(23)

(24)

(25)

(26)

(27)

(28)

(29)

(30)

(31)

(32)

(33)

(34)

(35)

(36)

(37)

(38)

(39)

(40)

(41)

сн2 + ОН ® сн + Н2О

2*-

сн20 + ОН — СНО + Н20

2^

СН3 + ОН — СН30 + Н

3^

СН3 + ОН ® СН2 + Н2О

22

СН4 + ОН — СН3 + Н2О

3 Н2О

Н2 + ОН ® Н2О + Н

Н + Н + М ® Н2

НО2 + Н ® ОН + ОН

НО2 + Н ® Н2 + О2

НО2 + Н ® Н2О + О

НО2 + НО2 ® Н2О2 + О2

ОН + ОН + М ® Н2О2 + М

Н2О2 + Н ® Н2 + НО2

Н2О2 + Н ® Н2О + ОН

Н2О2 + ОН ® Н2О + НО2

СО + НО2 ® СО2 + ОН

СН + СО2 ® СНО + СО

СН + Н2О ® СН2О + Н

СН + Н2О ® СН2 + ОН

СНО + М ® СО + Н + М

СНО + Н ® СО + Н2

СНО + СНО ® СН2О + СО

СН2 + Н ® СН + Н2

СН2 + СН2 —^ С2Н2 + Н2

(42)

(43)

(44)

(45)

(46)

(47)

(48)

(49)

(50)

(51)

(52)

(53)

(54)

(55)

(56)

(57)

(58)

(59)

(60) (61) (62)

(63)

(64)

(65)

СН2 + СН3 —> С2Н4 + Н СН2 + Н2 — СН3 + Н

СН2О + М — СНО + Н + М

СН2О + Н ® СНО + Н2 СН2О + НО2 ® СНО + Н2О2 СН2О + СН3 ® СН4 + СНО СН3О + Н ® СН3 + ОН СН3 + НО2 ® СН3О + ОН СН3 + НО2 ® СН4 + О2 СН3 + СН3 —> С2Н4 + Н2

СН3 + СН3 ® С2Н6

СН3О + М* ® СН2О + Н + М* СН3О + Н ® СН2О + Н2 СН3О + СН2О ® СНО + СН3ОН СН3О + О ® СН3 + О2 СН3О + О ® СН2О + ОН СН2ОН + Н ® СН2О + Н2 СН2ОН + О2 ® СН2О + НО2

СН3 + О2 + М* — СН3О2 + М* СН3О2 + СН3 ® СН3О + СН3О СН3О2 + НО2 ® СН3О2Н + О2

(66)

(67)

(68)

(69)

(70)

(71)

(72)

(73)

(74)

(75)

(76)

(77)

(78)

(79)

(80) (81) (82)

(83)

(84)

(85)

(86)

СН3О2 + СН3О2 ® СН3ОН + СН2О + О2 (87)

СН4 + Н ® СН3 + Н2 СН4 + НО2 ® СН3 + Н2О2

(88) (89)

СН4 + СН ® С2Н4 + Н (90)

СН4 + СН2 ® СН3 + СН3 (91)

СН3ОН ® СН3 + ОН (92)

СН3ОН + Н ® СН2ОН + Н2 (93)

СН3ОН + О ® СН2ОН + ОН (94)

СН3ОН + ОН ® СН2ОН + Н2О (95)

СН3ОН + НО2 ® СН2ОН + Н2О2 (96)

СН3ОН + СН3 ® СН2ОН + СН4 (97) СН3ОН + СН3О ® СН2ОН + СН3ОН (98)

СН3ОН + СН2О ® СН3О + СН3О (99)

СН3О2Н ® СН3О + ОН (100)

СН3О2Н + ОН ® СН3О2 + Н2О (101)

*

Здесь под М понимается обобщенная частица метано-воздушного пламени, условная концентрация которых в первом приближении вычисляется как

[ М* ] = [Н2 ] + 6,5 [Н2О ] + 0,4 [О2 ] + +0,4 [ ^ ] + 0,75[СО ] + 1,5[СО2 ] + 3,0 [СН4 ]

(102)

Сформированный генеральный баланс соответствует принципу расходования промежуточных реагентов [3], включает скоростьопределя-ющие промежуточные реакции, вполне замкнут относительно исходных реагентов и продуктов. Особое внимание следует обратить на реакции (19), (20), (27), (28), (30), (35), (41), (58), (61) - (63), (66), (75), (76), (79), (87), (90), (98), поскольку в них содержится упрощенный механизм образования побочных веществ - моноокиси углерода СО, метанола СН3ОН и различных остаточных углеводородов (реакции с образованием молекулярного водорода можно считать промежуточными, поскольку равновесие горения водорода в рассматриваемых пламенах полностью сдвинуто вправо и доля Н2 на выходе из КС представляет собой следовую концентрацию [7]). Как известно [3, 8], при горении метана образуется намного большее число побочных про-

дуктов, в частности - фулереновая сажа и непредельные углеводороды со средними углеродными числами. Однако экспериментальные данные по рассматриваемым КС свидетельствуют о достаточности баланса с конечными продуктами ряда С2 в силу крайне незначительной доли высших углеводородов в выхлопе. Процесс образования сажи в силу сложности моделирования и низкоэмиссионности камер по саже в настоящей работе не рассматривается.

Генеральный баланс (10) — (101) относится к реакции (8), описывающей горение метана. Существуют несколько упрощенных механизмов [3, 10], позволяющих определить выход моноокиси азота как функцию температуры по предельно короткому З-механизму. Эти методы, основанные на термической «медленной» стадии генерации N0, применимы в качестве оценочных для керосиновых камер сгорания на стадии общей оценки экологичности проектируемой КС. Вместе с тем упрощение подобного рода крайне плохо совместимы в рамках одного объекта с развернутым генеральным балансом окисления углеводородного топлива, поскольку, во-первых, вносят возмущения в равновесные и неравновесные значения концентраций характерных радикалов, а во-вторых, обладают погрешностью до 200% в пламенах сложной структуры — например, с многоступенчатым подводом охлаждающего воздуха или в присутствии электрического разряда. В свете вышесказанного, а также с учетом приоритета экологических показателей электрохимических КС, целесообразно воспользоваться подробным механизмом горения азота [3, 9].

Генеральный баланс генерации N0

В рамках современных представлений о производстве N0x в газотурбинных двигателях как суперпозиции механизмов Зельдовича (в меньшей степени), Фенимора, Вольфрама — Мальте и др. [3, 9, 10]. Основным загрязняющим фактором, в силу максимального выхода и последующего атмосферного доокисления, традиционно считается N0, в силу чего образование других оксидов азота будем рассматривать как побочные реакции, вносящие, однако, достаточно весомый (до 30% [9]) вклад в общую экологич-ность выхлопа. В целях максимальной подробности в генеральный баланс включена скоростьоп-ределяющая реакция Зельдовича, которая для рассматриваемых низкотемпературных пламен малозначима.

^ + О ® N0 + N

N + О-

•N20

(103)

(104)

N + СН ® НСМ + N (105)

^ + СН2 ® HCN + NH (106)

N + 0Н ® N0 + Н (107)

N + 02 ® N0 + 0 (108)

N + С02 ® N0 + С0 (109)

N + N0 ® N2 + 0 (110)

N + N + М* ® N2 + М* (111)

N + ЮТ ® N2 + Н (112)

N + СН ® CN + Н (113)

N + СН2 ® HCN + Н (114)

N + СН3 ® Ы2CN + Н (115)

ЮТ + Н ® N + Н2 (116)

ЮТ + 0 ® N0 + Н (117)

ЮТ + 0Н ® N0 + Н2 (118)

NH + 0Н ® N + Н20 (119)

ЮТ + 0Н ® НЫС + Н (120)

ЮТ + 02 ® N0 + 0Н (121)

NЫ + 02 ® НМ0 + 0 (122)

ЮТ + ЮТ ® N + Н + Н (123)

N0 + 0Н + М* ® НЫ02 + М* (124)

N0 + Н02 ® + 0Н (125)

N0 + ЮТ ® N2 + 0Н (126)

N0 + NЫ ® N20 + Н (127)

N0 + ЮТ2 ® N2 + Н20 (128)

N0 + ЮТ2 ® N2Ы + 0Н (129)

N0 + СН ® HCN + 0 (130)

N0 + СН2 ® ЫCN + 0Н (131)

N0 + СН2 ® HCN0 + Н (132)

N0 + СН3 ® HCN + Н20 (133)

N0 + СН0 ® С0 + Н^Э (134)

N20 + Н ® ^ + 0Н (135)

N20 + 0 ® N0 + N0 (136)

^0 + 0 ® N2 + 02 (137)

+ 0Н ® N2 + Н02 (138)

N20 + С0 ® N2 + С02 (139)

^0 + СН3 ® N + СН30 (140)

NЫ2 + Н ® NЫ + Н2 (141)

ЮТ2 + 0 ® NH + 0Н (142)

ЮТ2 + 0 ® НМ0 + Н (143)

NЫ2 + 0 ® N0 + Н2 (144)

ЮТ2 + 02 ® Н^ + 0Н (145)

NЫ2 + 02 ® NЫ + Н02 (146)

ЮТ2 + 0Н ® ЮТ + Н20 (147)

ЮТ2 + Н02 ® NЫ3 + 02 (148)

NЫ2 + ЮТ2 ® NЫ3 + NЫ (149)

ЮТ3 + Н ® ЮТ2 + Н2 (150)

NЫ3 + 0 ® NЫ2 + 0Н (151)

NЫ3 + 0Н ® NH2 + Н20 (152)

№. + М* ® NЫ2 + Н + М* (153)

^Н + 0 ® N20 + Н (154)

^Н + 0 ® N0 + NH (155)

^Н + 0Н ® N + Н20 (156)

N2H + М* ® N2 + Н + М* (157)

1Ч2Н + N0 ® N + НЧ0 (158)

НШ + Н ® N0 + Н2 (159)

ИЧ0 + 0Н ® N0 + Н20 (160)

НМС + N ® N0 + NЫ (161)

ИЧ0 + 02 ® N0 + Н02 (162)

НМ0+ют2 ® N0+ют3 (163)

ИЧ0 + ИЧ0 ® ^0 + Н20 (164)

ИЧ0 + N0 ® ^0 + 0Н (165)

ИЧ0 + М* ® N0 + Н + М* (166)

HCN + 0 ® NC0 + Н (167)

HCN + 0 ® NЫ + С0 (168)

HCN + 0Н ® HNC0 + Н (169)

НСМ + СМ ® С^2 + Н (170)

CN + 0 ® С0 + N (171)

CN + 0Н ® NC0 + Н (172)

CN + 02 ® NC0 + 0 (173)

CN + Н2 ® ЫCN + Н (174)

CN + Н20 ® ЫCN + 0Н (175)

CN + N0 ® N2 + С0 (176)

CN + N0 ® NC0 + N (177)

CN + N20 ® NC0 + N2 (178)

CN + ® NC0 + N0 (179)

CN + СН4 ® ЫCN + СН3 (180)

C2N2 + 0 ® NC0 + CN (181)

НС^ + Н ® HCN + 0Н (182)

ЫCN0 + Н ® NЫ2 + С0 (183)

HCN0 + 0 ® ЮТ + С02 (184)

ЫCN0 + 0 ® NC0 + 0Н (185)

ЫCN0 + 0 ® HN0 + С0 (186)

Н0Ч0 + 0Н ® NC0 + Н20 (187)

HCN0 + 02 ® HN0 + С02 (188)

НС^ + Н02 ® ^0 + Н202 (189)

HCN0 + М* ® NH + С0 + М* (190)

HCN0 + ЮТ ® NC0 + ЮТ2 (191)

HCN0 + NH2 ® NC0 + NЫ3 (192)

ЖЮ + 0 ® N0 + С0 (193)

NC0 + Н ® NЫ + С0 (194)

NC0 + Н2 ® ИЧС0 + Н (195)

NC0 + 0Н ® СН0 + N0 (196)

1ЧС0 + N ® N2 + С0 (197)

ЖЮ + 02 ® N0 + С02 (198)

NC0 + М* ® N + С0 + М* (199)

NC0 + N0 ® N20 + С0 (200)

Ж0 + N0 ® N + С02 (201)

NC0 + Ж0 ® N2 + С0 + С0 (202)

NC0 + Ж2 ® С0 + N0 + N0 (203)

Ж0 + Ж2 ® С02 + ^0 (204)

NC0 + HN0 ® HNC0 + N0 (205)

Ж0 + СН0 ® HNC0 + С0 (206)

В балансе (103) - (206) не учитываются реакции с участием надперекисных и перекисных соединений, а также расход и образование частиц углерода.

Скорость всех элементарных реакций, входящих в генеральные балансы реакций (8) и (9), определяется как

ас.

as1

= кП с

(207)

где са81

ства;

концентрация контрольного веще-

к; - константа скорости;

концентрации реагентов.

Константа скорости определяется в форме Аррениуса [3]:

к; = ЛА -УТ ,

(208)

Рис. 2. Распределение Т* вдоль оси жаровой трубы

где Л;, Ь; - константы;

Е; - энергия активации реакции.

Поскольку для всех реакций балансов (10) -(101) и (103) - (206) известны кинетические и термодинамические параметры, на основании приведенной выше математической модели возможно провести численное моделирование камер сгорания - прототипов в рамках модельного эксперимента, подтверждающего правомерность использования полученной модели для расчетов электрохимических процессов.

Моделирование термического горения

В рамках модельного численного эксперимента был проведен расчет течения газов в двух камерах - прототипах при номинальном режиме работы. Поскольку для обеих КС имеются экспериментальные данные распределения температуры вдоль проточной части жаровой трубы, основной задачей эксперимента было получение значений Т* в характерных сечениях, а также полей концентраций важнейших веществ и радикалов в меридиональном сечении.

На рис. 2 и 3 представлены данные экспериментального исследования распределения Т* и КОх вдоль оси жаровой трубы КС и результаты численного расчета. В качестве граничных условий было выбрано условие безотрывного обтекания плоских стенок, статическое давление на входе из окон подвода воздуха и на выходе из КС, и расход топлива через форсунку. На рис. 4 представлены поля параметров температуры, на рис. 5 - поля суммарной концентрации КОх.

Рис. 3. Образование КОх (суммарное)

Результаты численного моделирования показывают очень высокую точность применяемого метода (погрешность в сравнении с натурными экспериментами менее 0,1%) и визуализируют характер течения в камерах сгорания, в частности -сложный механизм образования оксидов азота и заметную неравномерность горения в КС-2. Таким образом, на основе используемых генеральных балансов после дополнения их электрохимическими реакциями возможно получить достоверную картину процессов в электрохимических камерах сгорания.

с

а)

Рис. 4. Поле параметров температуры а) КС-1; б) КС-2

б)

а)

Рис. 5. Эмиссия а) КС-1; б) КС-2

б)

Электрохимические камеры сгорания

Электродная пара в обеих камерах сгорания при математическом моделировании в целях упрощения расчетов моделируется как два достаточно тонких однородных цилиндра. В целях успешного расчета электрохимических реакций вблизи тела разряда использовано сильное сгущение конечно-разностной сетки.

При моделировании камер сгорания с электрическим разрядом средней энергии учитывались электрохимические реакции следующих типов [11]: а) возбуждение электронным ударом:

1СИ2+е1-=3СИ2+е2"; (209)

б) ударная электронная диссоциация:

е1"+И20=И+0И+е2"; (210)

в) ударная ионизация:

Н+ е1"=Н++ е2"+е3". (211)

Вклад всех прочих типов электрохимического взаимодействия частиц в рамках рассматриваемой задачи пренебрежимо мал. Реакционная способность возбужденных частиц оценивается согласно принципу инвариантности суммарной энергии активации [11]:

Б- = Б: -А1,

J J

(212)

где Б

Б- — энергии активации ]-ой реакции

с участием возмущенных и невозмущенных частиц соответственно;

А1 — разница между основным и возбужденным уровнями энергии частицы.

Эффективное сечение 1-ой частицы ст; [10] определяется как

рЯ4 (е-АБР )

, (213)

т; = | аа = -

АБГ

е2АБГ

где АБГ — энергия активации возбужденного состояния/диссоциации/ионизации;

е — полная энергия свободного электрона в разряде;

qe — заряд электрона.

Количество реакций с участием электронов в единицу времени определяется с учетом вероятностного распределения энергий и скоростей электронов в стволе разряда.

Как можно видеть из рис. 6, 7, для обеих камер сгорания помещение короткого разряда средней энергии приводит к уменьшению зоны активного горения и стабилизации пламени, причем последний эффект проявляется только в низкотемпературной камере сгорания. Эмиссия вредных веществ, несмотря на ярко выраженную зону генерации N0xв стволе разряда, в высокотемпературной камере сгорания при использовании дугового разрядника в горячей зоне уменьшается. В низкотемпературной малоэмиссионной камере применение электрохимических процессов, в силу очень низкого уровня базовой эмиссии, приводит к некоторому увеличению N0,. В обеих камерах сгорания применение разрядника приводит к увеличению конечной температуры.

Интегральные характеристики электрохимических камер сгорания приведены в таблице 2.

150тш

75

а) б)

Рис. 6. Поле параметров температуры а) КС-1-Э; б) КС-2-Э

и

а)

Рис. 7. Эмиссия N0,. а) КС-1-Э; б) КС-2-Э

б)

Таблица 2

Характеристики электрохимических камер сгорания

Параметр КС-1-Э КС-2-Э

* ТГ, К 1746 1453

hr 1,0 0,996

NOx, ppm 39 22

аКСж 0,933 0,952

Дальнейшие задачи исследования предполагают более детальное изучение процессов в зоне разряда (а также расширение электрохимических реакций и вероятностного выражения их скоростей), анализ концентраций характерных радикалов, в особенности атомарного кислорода и гидроксила, в различных зонах пламени. Также планируется большое число численных и натурных экспериментов по изучению электрохимических процессов в различных пламенах.

Перечень ссылок

1. Miere S. Perspectives of numerical and physical experiment in close future / S. Miere // CFD Topics, NY, 2010. - PP. 1011 - 1038.

2. Законы горения, под общ. ред. Ю.В. Полежаева. — М.: Энергомаш, 2006. — 352 с.

3. Варнатц Ю., Маас У., Диббл Р. Горение. Физические и химические аспекты, моделиро-

вание, эксперименты, образование загрязняющих веществ / Ю. Варнатц, У. Маас, Р. Диббл — М.: ФИЗМАТЛИТ, 2006. - 352 с.

4. Долматов Д.А. Перспективные схемы авиационных камер сгорания / Д.А Долматов // Авиационная техника и технология. — 2006. № 7 (21).

— С. 36 — 43.

5. Atkins P.W. Physical Chemistry / P.W. Atkins

— N.Y., Freeman, 1996. — 690 p.

6. Долматов Д.А. Неполные кинетические цепи в методе генерального баланса при моделировании горения / Д.А. Долматов // Вестник двигателестроения. — 2010. № 1. — С. 21 — 25.

7. Fristrom R.M. Flame structure and processes / R.M. Fristrom — N.Y.: 1995. — Oxford University Press. — 823 p.

8. Лефевр А. Процессы в камерах сгорания ГТД / А. Лефевр. — М.: Мир, 1986. — 566 с.

9. Williams F.A. Fundamental aspects of combustion / A. Yen Lin, F.A. Williams — Oxford University Press, Oxford, 1993. — 840 p.

10. Fenimore C.P. Studies of fuel-nitrogen in rich flame gases / C.P. Fenimore // 17th Symp. (Intl.) Comb., The Combustion Institute, Pittsburgh, 1979.

— PP. 661 — 664.

11. Райзер Ю.П. Физика газового разряда / Ю.П. Райзер. — Долгопрудный: Изд. Д. «Интеллект», 2009. — 736 с.

Поступила в редакцию 01.06.2011

Д.А. Долматов. Регулювання повгтряного горшня вуглеводшв дуговими розрядами мало!длини

У cmammi розглядаеться вплив електродугового розряду на поля napaMempie, емтю та ттегралъш характеристики aeiau^iüíux камер згоряння. Доcлiджeно залежшсть eMicii NOx та ступеня повноти згоряння eid nоmужноcmi розряду та температури гортня. Отри-мат поля napaмempiв для вucокоmeмnepamуpноi та нuзькоmeмnepamуpноi сучасних мета-нових камер згоряння. За допомогою mpьохeuмipноi мameмamuчноi модeлi високого piвня проведено розрахунок в'язmi течи у жарових трубах, ощнено величину втрат повного тиску. На засадах розгорнутих генеральних баланав отримаш поля розподлу головних napaмempiв у зош горжня.

Ключов1 слова: математична модель, генеральний баланс, емсш, поле napaмempiв, повно-та згоряння, електричнийрозряд.

D.A. Dolmatov. Management of air hydrocarbon flames by short arc

The article consists the analysis of arc influence on the parameters fields, emission and integral parameters of aircraft combustion chambers. The NOx emission level and fuel out coefficient as arc power and fire temperature functions are developed. There are parameters fields for high temperature and low temperature contemporary methane combustion chambers. The high level 3D-model was used for calculation of the viscous flow into the burning tube and for the loss level evaluation. Wide general balances were applied for receiving of the major parameters distribution in the inflame zone.

Key words: math model, general balance, emission, parameters field, fuel out coefficient, arc discharge.