TRƯỜNG ĐẠI HỌC s u PHẠM HÀ NỘI 2 KHOA V ậ t l y NGUYỄN THỊ QUYÈN NGHIÊN CỨU TÍNH ỎN ĐỊNH CỦA DÒNG KHÍ TRONG BUÒNG TẠO HỎN HỢP BUÒNG ĐỐT TĂNG L ự c ơ TURBINE PHẢN L ự• c • c ĐỘNG • KHÓA LUẬN TỐT NGHIỆP ĐẠI HỌC Hà N ộ i - 2 0 1 5 TRƯỜNG ĐẠĨ HỌC s ư PHẠM HÀ NỘI 2 KHỎA VẶT LÝ NGUYỄN THỊ QUYÈN NGHIÊN CỨU TÍNH ỎN ĐỊNH CỦA DÒNG KHÍ TRONG BUÒNG TẠO HỎN HỢP BUÒNG ĐÓT TĂNG L ự c ơ TURBINE PHẢN L ự• c • c ĐỘNG • KHÓA LUẬN TỐT NGHIỆP ĐẠI HỌC Chuyên ngành: Vật lý kỹ thuật Người hướng dẫn khoa học: ThS. Nguyễn Ngọc Tuấn Hà N ộ i - 2 0 1 5 LỜI CẢM ƠN Tôi xin bày tỏ lòng biết ơn trân trọng và sâu sắc tới: Thầy hướng dẫn khoa học: ThS Nguyễn Ngọc Tuấn - người trực tiếp hướng dẫn, tận tình chỉ bảo và tạo mọi điều kiện giúp tôi hoàn thành khóa luận này. Ban Giám hiệu, Ban Chủ nhiệm, Tổ V ật lí kỹ thuật khoa Vật Lý trường Đại học Sư phạm Hà Nội 2 đã tạo điều kiện cho tôi trong suốt quá trình học tập và nghiên cún đề tài. Gia đình, bạn bè đã quan tâm, chia sẻ, giúp đỡ, động viên, khích lệ tôi trong suốt quá trình thực hiện và hoàn thành khóa luận. Tôi xin chân thành cảm ơn! Hà Nội, tháng 5 năm 2015 Người thực hiện Nguyễn Thị Quyền LỜI CAM ĐOAN Tôi xin cam đoan đây là công trình của riêng tôi. Các số liệu, kết quả trong khóa luận là trung thực và không trùng lặp với các đề tài khóa luận khác. N eu sai tôi xin hoàn toàn chịu trách nhiệm. Hà Nội, tháng 5 năm 2015 Người thực hiện Nguyễn Thị Quyền MỤC LỤC 1 PHẦN MỞ ĐẦU 1. Lý do chọn đề tà i.........................................................................................................1 2. M ục đích nghiên c ứ u ..................................................................................................1 3. Nhiệm vụ nghiên c ứ u ................................................................................................2 4. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu.......................................................................... 2 PHẦN NỘI D U N G ........................................................................................................ 3 Chương 1 - TỐNG QUAN VÈ TÍNH ỐN ĐỊNH CỦA DÒNG KHÍ TRONG BUỒNG TẠO HỖN HỢP BUỒNG ĐỐT TĂNG L ự c ĐỘNG c ơ TURBINE PHẢN L ự c.......................................................................................3 1.1. Mô hình buồng tạo hỗn họp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực....... 3 1.2. Đặc điếm làm việc của buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lự c ......4 1.3. Xác định tính ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực P25.300 và J85.............................................. 10 1.4. Ảnh hưởng của quá trình tạo hỗn hợp đến sự ổn định cháy trong buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản l ự c ................................................................... 13 1.5. Ket luận chương 1..............................................................................................17 Chương 2 - GIẢI PHÁP NÂNG CAO TÍNH ỔN ĐỊNH CỦA DÒNG KHÍ TRONG BUỒNG TẠO HỒN HỢP BUỒNG ĐỐT TẢNG L ự c ĐỘNG c ơ TURBINE PHẢN Lực.................................................................. 18 2.1. Thiết lập phương trình ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp.. 18 2.2. Điều kiện ốn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn họp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lự c ....................................................................................23 2.3. Giải pháp nâng cao tính ốn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lự c....................................................... 26 2.3.1. Các lực tác động lên dải nhiên liệu p h u n ...................................................26 2.3.2. Sự phân rã của dòng nhiên liệu phun và kích thước giọt nhiên liệu .... 32 2.3.3. Tính kích thước giọt nhiên liệu trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ P25.300................................................................................................... 38 2.4. Kết luận chương 2 .............................................................................................. 38 PHẦN KẾT L U Ậ N ..................................................................................................... 40 TÀI LIỆU THAM K H Ả O .......................................................................................... 41 DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU Diện tích tiêt diện cửa vào buông tạo hôn họp Diện tích tiêt diện nhỏ nhât buông tạo hôn hợp K F2 Diện tích tiêt diện buông tạo hôn hợp ở đó kêt thúc nhiễu Diện tích tiêt diện cuôi buông tạo hôn hợp Diện tích tiêt diện cửa ra buông tạo hôn hợp [m2] M M M Px Ap suât dòng khí ở cửa vào buông tạo hôn hợp M I^A/7 m2J Pk Ap suât dòng khí ở tiêt diện nhỏ nhât I^A/7 m2~ị Pl Ap suât dòng khí ở tiêt diện kêt thúc nhiêu ^A/7 m2J Pl I^A/7 m2~ị Pì Ap suât dòng khí ở tiêt diện cuôi buông tạo hôn hợp Ap suât dòng khí ở cửa ra buông tạo hôn hợp 4 a Hệ sô tôn thât toàn phân ở đoạn ông thu hẹp Sự tăng biên độ nhiêu trên một đơn vị khoảng cách Ằ Bước sóng ơ Sức căng bê mặt M [N / m] /u Độ nhớt chât lỏng [ n .s / m2J p M ật độ chât khí ['kg ỉm3] Pn, M ật độ nhiên liệu ['kg ỉm3] p Góc mở của phân mở rộng buông tạo hôn hợp s Hệ sô biên dạng kích thước vùng nhiêu [ ”] [jV/m3] (p Góc pha ban đâu [rứí/] s Độ lệch dòng khí [m] ệ Nguyên hàm của hàm thê [m2] ¥ Thê tôc độ ịm2 / 5^1 M X Sô mach Độ dày theo trục X m Y Độ dài theo trục y m N F = 27ĩ! Ả sô sóng M ức gia tăng biên độ nhiêu [w /m 2] [m -] [ « - '] m Q = õf / õt . Tốc độ gia tăng biên độ nhiễu p* M ật độ khí trong vùng xoáy [kgím3] K Thê tích vùng xoáy M K Độ dài vùng nhiêu xoáy M s Sức cản vi phân của dòng chảy [k g ls 10 Tân sô dao động góc [Hz\ M Lưu lượng khí [k g ls F„ Lực quán tính Fp Lực áp suât [W] Lực nhớt [W] K Lực căng bê mặt [W] w wv Tôc độ tương đôi của dòng khí theo phương X [m /il Tôc độ tương đôi của dòng khí theo phương y m/ 5 D Đường kính sợi phân dải nhiên liệu m Ds Đường kính giọt nhiên liệu m X DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ, s ơ ĐÒ, ĐỒ THỊ Hình 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 2.1 2.2 2.3 Tên các hình vẽ, sơ đô, đô thị N guyên lý câu trúc (a) và mô phỏng (b) của buông tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực Mô hình dòng chảy trong buông tạo hôn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực Động cơ turbine phản lực có buông đôt tăng lực Sơ đô động cơ turbine phản lực có buông đôt tăng lực Đô thị vùng ôn định của dòng khí trong buông tạo hỗn hợp động cơ P25.300 (a) và J85 (b) Trang 3 Đô thị tân sô dao động riêng của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ P25.300 (a) và động cơ J85 (b) Anh hưởng của sức cản thủy lực đên tính ôn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp động cơ P25.300 (a) và động cơ J85 (b) Sự tương tác của dải nhiên liệu phun với dòng khí không ổn định trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực Sự phân rã của dải nhiên liệu phun dưới tác động của dòng khí không ổn định trong buồng tạo hỗn họp buồng đốt tăng lực Môi quan hệ giữa tôc độ gia tăng biên độ và sô sóng của chất lỏng nhớt và không nhớt 13 4 6 6 12 13 27 34 36 PHÀN MỒ ĐÀU 1. L ý do chọn đề tài Động cơ turbine phản lực là một loại động cơ nhiệt, thường được dùng làm động cơ đẩy cho các máy bay cận và vượt âm. Trong quá trình thiết kế chế tạo động cơ turbine phản lực, một yêu cầu được đặt ra là động cơ phải có lực đẩy lớn, kết cấu gọn nhẹ, có độ tin cậy, an toàn và tính kinh tế, đáp ứng các tiêu chuẩn đặt ra của ngành hàng không. Nhiều giải pháp đã được đưa ra. Trong đó giải pháp được sử dụng nhiều nhất hiện nay là buồng đốt tăng lực lắp sau turbine để tăng lực đẩy phản lực cho động cơ. Vấn đề ổn định cháy trong buồng đốt tăng lực là một yêu cầu cơ bản khi thiết kế chế tạo động cơ turbine phản lực. Nó phụ thuộc rất nhiều vào quá trình tạo hỗn hợp cháy. Quá trình cháy là quá trình lý hóa xảy ra với tốc độ cao, nhiệt độ phản ứng cháy lớn. Nó đóng vai trò quan trọng trong việc đảm bảo công suất làm việc của động cơ cũng như tính an toàn, tính bền và tính kinh tế ... của động cơ. Trong khuôn khổ có hạn của một khóa luận tốt nghiệp, tôi chỉ dừng lại ở việc “Nghiên cứu tính ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động CO’ turbine phản lực”. 2. Mục đích nghiên cứu Nghiên cứu tính ốn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực nhằm nâng cao tính ốn định và đảm bảo sự cháy trong buồng đốt ổn định. 1 3. Nhiệm vụ nghiên cứu - Nghiên cứu tống quan về tính ốn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực. - Nghiên cứu về giải pháp nâng cao tính ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực. 4. Đối tưọng và phạm vi nghiên cửu 4.1. Đối tưọng nghiên cứu Giải pháp nâng cao tính ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực. 4.2. Phạm vi nghiên cứu Tính ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực. 5. Phương pháp nghiên cứu Phương pháp nghiên cứu lỷ luận: Đọc các tài liệu, công trình có liên quan đến đề tài nghiên cứu. 2 PHẦN NỘI DUNG Chương 1 - TỔNG QUAN VÈ TÍNH ỔN ĐỊNH CỦA DÒNG KHÍ TRONG BUỒNG TẠO HỎN HỌP BUỒNG ĐỐT TĂNG L ự c ĐỘNG CO TURBINE PHẢN L ự c 1.1. Mô hình buồng tạo hỗn họp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực Buồng tạo hỗn hợp được bố trí sau turbine và trước buồng lửa. Có nhiều loại buồng tạo hỗn hợp động cơ turbine phản lực như buồng tạo hỗn họp trong động cơ turbine phản lực một luồng, buồng tạo hỗn hợp trong động cơ turbine phản lực hai luồng, buồng tạo hỗn hợp có dòng chảy n g ư ợ c... Nguyên lý cấu trúc của buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực như trên hình 1.1 a và được mô hình hóa như hình 1. lb: Hình 1.1. Nguyên lý cẩu trúc (a) và mô phỏng (b) của buồng tạo hôn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực Buồng tạo hỗn hợp cấu trúc gồm hai phần: phần đầu có hình dạng nhỏ dần, phần sau có hình dạng lớn dần. Dòng khí chảy vào trong buồng tạo hỗn hợp có nhiệt độ cao (800K - 900K) và có tốc độ lớn (160 m/s - 180 m/s). Giả thiết rằng dòng khí chảy trong buồng tạo hỗn họp được hình thành từ dòng cơ bản và dòng nhiễu. Dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp gọi là dòng bị nhiễu. N hiễu trong dòng có biên độ giảm dần, không lấy năng lượng 3 của dòng cơ bản để phát triển thì dòng chảy là dòng ổn định. Neu nhiễu phát triển gia tăng biên độ thì dòng chảy là dòng không ổn định. Neu nhiễu tồn tại trong dòng với biên độ không thay đổi thì dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp nằm ở giới hạn ốn định. Dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp có số M < 0,3 nên coi là dòng không bị nén ( p = const) . Tính cản dòng trên turbine và buồng lửa được xem như là các tiết lưu, vì vậy coi đầu vào và ra của buồng tạo hỗn hợp có lắp tiết lưu trước và sau. Từ đó nhận thấy cấu trúc và dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực có nguyên lý cấu trúc giống như ống Venturi có tiết lưu đầu vào và ra như hình 1.2: Hình 1.2. Mô hình dòng chảy trong buồng tạo hôn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực 1.2. Đặc điểm làm việc của buồng đốt tăng lực động cơ turbỉne phản lực Động cơ turbine phản lực là kiếu đơn giản nhất và cố nhất của động cơ phản lực nói chung, thường được dùng làm động cơ đẩy cho các máy bay. Không khí được đưa vào bên trong những máy nén quay thông qua cửa hút khí, và được nén tới áp suất cao trước khi đi vào buồng đốt. Tại buồng đốt, 4 không khí được trộn với nhiên liệu và được đốt cháy. Quá trình cháy làm nhiệt độ khí tăng rất cao. Các sản phấm cháy sẽ thoát ra khỏi buồng đốt và chạy qua turbine làm quay máy nén. Dòng khí bên trong turbine thoát ra ngoài qua ống thoát khí tạo ra một lực đấy phản lực ngược chiều. Quá trình đốt bên trong buồng đốt khác nhiều so với quá trình đốt trong động cơ piston. Hỗn hợp không khí và nhiên liệu cháy làm nhiệt độ tăng lên đột ngột. Chính vì thế buồng đốt trong một động cơ phản lực luôn đạt nhiệt độ đỉnh và có thể làm cháy lớp vỏ bên ngoài. Buồng đốt tăng lực gồm ống khuếch tán và buồng lửa. Ống khuếch tán có tiết diện lớn chứa đựng những vòi phun cùng với thiết bị mồi lửa và bộ ổn định ngọn lửa. Buồng lửa có dạng hình trụ, bên trong có ống lửa hình trụ lượn sóng với các lỗ nhỏ. Buồng đốt tăng lực của động cơ turbine phản lực đặt sau turbine trước ống tăng tốc của động cơ có dạng cụ thể như hình 1.3 và có sơ đồ như hình 1.4: Hình 1.3. Động cơ turbine phản lực có buồng đốt tăng lực 5 Hình 1.4. Sơ đồ động cơ turbine phản lực có buồng đốt tăng lực Không khí từ bên ngoài được đưa vào động cơ qua thiết bị vào (1), qua máy nén dọc trục (2), tại máy nén (2) không khí được nén tới áp suất cao, rồi vào buồng đốt động cơ (3), nhiên liệu được phun và hòa trộn với không khí trong buồng đốt tạo thành hỗn họp cháy được đốt cháy nhờ nến điện. Sản phấm cháy có năng lượng lớn đi vào turbine (4) qua buồng đốt tăng lực (5) đến ống tăng tốc (6) để tăng tốc dòng khí đến tốc độ cao kéo quay máy nén. Sau khi ra khỏi turbine năng lượng còn lại của dòng khí cháy chuyến hóa thành động năng rồi thoát ra ngoài miệng phun tạo lực đẩy phản lực cho động cơ. Khi cần tăng lực, nhiên liệu được phun bố sung vào buồng đốt tăng lực tạo thành quá trình cháy đẳng áp làm tăng nhiệt độ dòng khí vào ống tăng tốc, làm tăng tốc độ dòng và lực đẩy phản lực cho động cơ từ 25 đến 50%. Dòng khí qua turbine có hệ số khí dư lớn, có thể lên tới a =60 tương đương với dòng không khí bị pha loãng bằng sản phẩm cháy có áp suất từ 1,5 đến 4 bar, nhiệt độ từ 900 đến 1200k và tốc độ từ 350 đến 400 m/s. Khi qua ống khuếch tán, tốc độ dòng khí giảm còn 120 đến 160 m/s để đi vào buồng lửa. Trong ống khuếch tán, nhiên liệu được phun vào dòng khí qua nhiều vòi phun, tạo thành hỗn hợp cháy với hệ số không khí dư nằm trong khoảng từ 1,1 đến 1,5. Gần cuối ống khuếch tán, hỗn hợp cháy gặp bộ ổn định ngọn lửa hình chữ V và tự bén lửa tạo thành ngọn lửa dao động có màng lửa nhăn và vùng tuần hoàn (vùng chảy ngược) đế duy trì sự on định của ngọn lửa. Ngọn lửa sau bộ ổn định chịu tác động của những dòng khí nhỏ đi qua các lỗ nhỏ của ống lửa vừa làm mát thành buồng đốt vừa duy trì biên độ và tần số dao động ổn định. Quá trình hoạt động của buồng đốt tăng lực được chia thành nhiều chế độ: tăng lực nhỏ, tăng lực tùng phần, tăng lực toàn phần. M uốn thay đổi chế độ tăng lực ta phải thay đổi lượng nhiên liệu cung cấp cho buồng đốt tăng lực. Quá trình cháy trong buồng đốt tăng lực có ngọn lửa dao động là quá trình cháy dao động ở vùng cao tần, có tần số lớn từ 102 đến 103 Hz. Quá trình này thường có biên độ áp suất rất lớn. Tùy thuộc vào đặc tính âm thanh trong buồng đốt, sự dao động với tần số lớn của áp suất có thể gây ra dao động mạnh, có thể gây phá hủy buồng đốt tăng lực. Trong buồng đốt tăng lực cũng tồn tại dao động với tần số thấp có biên độ dao động áp suất lớn gây mất ổn định cháy. Đây cũng là nguyên nhân gây ra sự phá hủy buồng đốt. Đặc điếm của quá trình cháy trong buồng đốt tăng lực là hỗn họp cháy đi vào buồng đốt ở nhiệt độ cao. Hỗn hợp có thể tự bén lửa và cháy. N hiệt độ của hỗn hợp cháy đi vào buồng đốt đạt tới 1200K. Ngọn lửa trong buồng đốt tăng lực là 2500K. Quá trình cháy trong buồng đốt tăng lực là cháy dịu êm. Quá trình tạo hỗn hợp và cháy trong buồng đốt tăng lực khác so với quá trình cháy trong buồng đốt chính như sau: - N hiệt độ dòng khí cháy ở cửa vào buồng đốt tăng lực đạt giá trị cao (900K - 1200K), góp phần thúc đẩy nhanh việc hóa hơi nhiên liệu. N hờ đó việc hình thành hỗn hợp cháy được thuận lợi và tăng tính bắt lửa của hỗn hợp cháy. 7 - Dòng khí đi vào buồng đốt tăng lực đã cháy lần đầu trong buồng đốt chính, nên hệ số khí dư a nhỏ hơn nhiều so với buồng đốt chính. Nhiên liệu tự hòa trộn với dòng khí tốc độ cao nên gọi là quá trình tự hòa trộn. M ật độ ôxy trong hỗn hợp cháy nhỏ hơn so với buồng đốt chính nên không cần phải phân chia vùng trộn và vùng cháy như buồng đốt chính, v ấ n đề đặt ra là phải tính đến việc phun nhiên liệu đều khắp lên dòng khí cháy sau turbine, tạo được sự đồng nhất của hỗn hợp trên mọi thiết diện của buồng đốt. Vị trí lắp đặt các vòi phun được chọn sao cho quá trình hóa hơi nhiên liệu kết thúc tại mép sau của bộ ổn định ngọn lửa. Việc phun nhiên liệu có thể cùng chiều, ngược chiều hoặc vuông góc với dòng khí, tùy thuộc vào từng loại động cơ sao cho việc hòa trộn hỗn hợp nhiên liệu không khí là tốt nhất. Thực tế hoạt động của các buồng đốt tăng lực trên các động cơ turbine phản lực đã có quá trình cháy ổn định. Tuy đã đáp ứng được các yêu cầu vận hành nhưng vẫn còn tồn tại một số hiện tượng như tắt lửa, cháy không ổn định, vỏ buồng đốt bị nứt nẻ, cong vênh, cháy sém, hay hiện tượng tách rời các bu lông giữa các phần của buồng đốt tăng lực. Trong thiết kế và chế tạo buồng đốt tăng lực động ơ turbine phản lực cần đảm bảo các yêu cầu sau: + Ôn định quá trình cháy nhiên liệu trong toàn bộ khoảng thay đối độ cao và tốc độ bay. + Tăng lực tin cậy trong mọi điều kiện bay. + Tổn thất áp suất toàn phần trong buồng đốt tăng lực nhỏ ở các chế độ làm việc có tăng lực và không tăng lực của động cơ. + Bảo đảm sự làm việc bình thường của turbine, không gây quá nhiệt độ cho các lá turbine khi bật và tắt tăng lực. Khối lượng của buồng đốt tăng lực là nhỏ nhất. 8 Đe gia tăng lực đẩy hoặc lực kéo của động cơ turbine phản lực, hiện nay thường sử dụng các giải pháp sau: - Tăng nhiệt độ khí cháy trước turbine đồng thời giữ cho vòng quay không đối. Đe thực hiện được điều đó cần phải đóng bớt miệng phun. Phương pháp này gây ảnh hưởng đến độ bền nhiệt của các lá turbine, làm máy nén hoạt động mất ốn định nên chỉ sử dụng được khoảng một vài phút với mức tăng lực đẩy từ 6- 8%. - Tăng vượt giá trị vòng quay cực đại bằng cách tăng lượng nhiên liệu cung cấp vào buồng đốt chính, làm tăng nhiệt độ khí cháy trước turbine. Công suất turbine tăng lên, vòng quay rôto động cơ tăng từ đó tăng lưu lượng không khí vào động cơ và tăng áp suất không khí sau máy nén, dẫn đến tăng lực đẩy động cơ. Phương pháp này làm tăng tải trọng cơ nhiệt lên các lá turbine, ảnh hưởng đến độ bền và tuổi thọ của động cơ, lực đẩy được tăng thêm khoảng từ 10- 15%. - Phun chất lỏng dễ bay hơi (cồn hoặc nước) vào trước hoặc trong máy nén, làm giảm nhiệt độ không khí trong máy nén, máy nén dễ nén hơn, đồng thời làm tăng mức giãn nở của khí cháy trên miệng phun, dẫn đến làm tăng lực đấy cho động cơ. Phương pháp này có hiệu quả khi động cơ làm việc trong điều kiện nhiệt độ môi trường quá cao. Tuy nhiên phương pháp này làm giảm mạnh tính kinh tế của động cơ do sự cồng kềnh về thiết bị phun. - Phun chất lỏng dễ bay hơi vào buồng đốt đế tăng động lượng của dòng khí trên cửa thoát của động cơ. Lực đẩy tăng từ 15 - 20%. Tuy nhiên phương pháp này ít được sử dụng vì tính an toàn không cao, dễ gây hóc khí trong máy nén. - Đốt bổ sung nhiên liệu trong buồng đốt tăng lực lắp sau turbine. Khi buồng đốt tăng lực làm việc, để tránh làm thay đổi giá trị vòng quay của động 9 cơ phải sử dụng hệ thống điều khiển miệng phun nhằm thay đổi diện tích thiết diện cửa thoát phù hợp với các chế độ tăng lực. Lực đẩy tăng đến 45%. Vì vậy phương pháp này được sử dụng phổ biến hiện nay trên các động cơ turbine phản lực một luồng và hai luồng, dùng cho các máy bay cận âm và trên âm trong lĩnh vực quân sự và dân sự. 1.3. Xác định tính ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn họp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phán lực P25.300 và J85 Động cơ của máy bay P25.300 và J85 thuộc loại động cơ turbine phản lực, hoạt động dựa trên nguyên tắc hút không khí vào phía trước và phụt ra phía sau luồng khí có vận tốc cao hơn, sinh ra phản lực hướng về phía trước. Vận tốc phụt ra phía sau của luồng khí càng cao thì phản lực sinh ra càng lớn, kéo theo máy bay có tốc độ càng lớn. Các thành phần chính của động cơ turbine phản lực bao gồm: cửa hút gió, máy nén, buồng đốt, turbine và vòi phun. Khi động cơ hoạt động, không khí được nén và đưa vào buồng đốt. Luồng không khí áp suất cao thoát ra khỏi buồng đốt ra phía sau với vận tốc lớn, nên phản lực sinh ra hướng về phía trước. Luồng khí này cũng đồng thời làm quay turbine, truyền động vận hành máy nén. Bộ phận đốt tăng lực được đặt sau turbine. Khi bật đốt tăng lực, nhiên liệu sẽ được phun thắng vào luồng khí nóng phía sau turbine trước khi thoát ra khỏi vòi phun. Nhiên liệu cháy sẽ tăng nhiệt độ luồng không khí, làm áp suất luồng không khí tăng cao, kéo theo đó là vận tốc của luồng khí phụt về phía sau cao hơn, phản lực sinh ra lớn hơn, gia tốc lớn hơn, vận tốc máy bay sẽ tăng nhanh hơn. Buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực có bố trí nhiều vòi phun lỗ đơn đặt cách nhau một khoảng cách đủ lớn so với kích 10 thước lỗ vòi phun trên một thiết diện ngang cho phép giả thiết rằng các dòng nhiên liệu phun ra từ các vòi phun hoạt động độc lập với nhau trong môi trường dòng khí. Dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp bao gồm dòng cơ bản và dòng nhiễu. Neu dòng nhiễu phát triển gia tăng về độ lớn biên độ thì dòng khí mất ốn định. Ngược lại, nếu dòng nhiễu bị tiêu tán trong dòng cơ bản thì dòng khí được coi là dòng ốn định. Đồ thị vùng ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ P25.300 và động cơ J85 như trên hình 1.5a và hình 1.5b: (a) (b) Hình 1.5. Đồ thị vùng ốn định của dòng khí trong buồng tạo hôn hợp động cơ P25.300 (a) và động cơ J 85 (b) Đồ thị ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực thay đổi đơn điệu theo sự thay đổi của góc mở rộng p . Ở góc mở thiết kế p =14% dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ P25.300 là không ổn định. Góc P d trong động cơ này là 11,5°. Ở góc mở thiết kế Ptk - 7,5° của động cơ J85 (hình 1.5b) dòng khí trong buồng tạo hỗn 11 họp nằm ở giới hạn ổn định, tức là Ptk = p.d . Nếu tăng góc /? = 9° > psd thì dòng trở nên không ốn định. Trên hình 1.6 trình bày tần số dao động riêng của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp của hai động cơ. Nhận thấy rằng khi tăng góc mở rộng Ị3 thì tần số dao động riêng của dòng khí trong buồng tạo hỗn họp tăng lên. Ket quả cho thấy với động cơ có kích thước nhỏ như J85 và với động cơ có kích thước tương đối lớn như P25.300, dao động riêng của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp đều là những dao động thấp tần. Hình 1.6. Đồ thị tần sổ dao động riêng của dòng khí trong buồng tạo hôn hợp buồng đốt tăng lực động cơ P25.300(a) và động cơJ85(b) Ảnh hưởng của sức cản thủy lực đến tính ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ P25.300 và động cơ J85 được trình bày như hình 1.7a và 1.7b: 12 (a) (b) Hình 1.7. Anh hưởng của sức cản thủy lực đến tỉnh ốn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp động cơ P25.300 (a) và động cơ J8 5 (b) Sức cản thủy lực được đặc trưng bởi hệ số cản a\. Khi góc mở rộng không thay đối p = Ptk, ta có thể điều chỉnh dòng chảy từ không ổn định sang ốn định bằng cách bố trí trên cửa ra các thiết bị chắn dòng đế tăng sức cản thủy lực tại cửa ra buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực (hình 1.7a) hoặc nếu tìm cách giảm nhỏ sức cản thủy lực trên cửa ra đến giá trị thích hợp (hình 1.7b) thì dòng chảy đang ở giới hạn ốn định có thế trở nên không ốn định. 1.4. Ảnh hưởng cùa quá trình tạo hỗn hợp đến sự ổn định cháy trong buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực Ôn định cháy là một yêu cầu cơ bản đối với tất cả các buồng đốt, đặc biệt là buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực. Những công trình nghiên cứu đầu tiên về ổn định cháy xuất phát từ nghiên cứu thực nghiệm. Altseimer J đã chế tạo mô hình buồng đốt để nghiên cứu sự cháy không ổn định, kết quả nghiên cứu thực nghiệm về ổn định cháy đã đưa ra tiêu chuẩn M ichenson về ổn định cháy trong buồng đốt. Các nhà khoa học M ỹ đã tiến hành nhiều 13 nghiên cứu thực nghiệm để xác định ưu nhược điểm của các vách giảm xung dùng để chống không ổn định cháy, đã đưa ra những biện pháp ổn định cháy nếu sử dụng vách giảm xung hoặc sử dụng vật chảy bọc hình dạng khác nhau như vật chảy bọc dạng chóp nón, dạng chữ V và sử dụng vòi phun x o áy ... Các tác giả Crocco L, Harrje D.T, Grey J đã đưa ra phương pháp xác định các giới hạn ốn định cháy của động cơ tên lửa nhiên liệu lỏng dưới tác dụng của các dao động dọc bằng cách thay đối chiều dài buồng đốt. Các nghiên cứu thực nghiệm về sử dụng thiết bị tiêu tán năng lượng âm thanh cũng đã được tiến hành, tuy nhiên việc đảm bảo khả năng làm việc của chúng trong những điều kiện của buồng đốt thực tế trong thời gian qua còn rất hạn chế. v ấ n đề sử dụng các vách giảm xung và các thiết bị tiêu tán năng lượng âm thanh trong những năm gần đây được đặc biệt chú ý do hiệu quả của chúng trong việc chống các dao động ngang. Ở Nga, nhiều tác giả đã nghiên cún cơ chế liên hệ ngược của sự cháy không ổn định trong buồng đốt của động cơ tên lửa được xác định bởi sự phụ thuộc của quá trình cháy vào các dao động áp suất và tốc độ của dòng như N.F. Chuchalin, I.B. Xverlichnui, A.D. M acgolin. Ở Anh, đã có các công trình nghiên cứu thực nghiệm dòng chảy qua bộ ổn định ngọn lửa dạng vật chảy bọc khi không đốt cháy của tác giả A. Lefever. Các công trình nghiên cứu này đã xác định được trường áp suất và tốc độ, tần số của xoáy, hệ số cản cũng như ảnh hưởng của hình dạng vật chảy bọc tới kích thước của vùng xoáy. Vấn đề ổn định cháy trong lò hơi và trong các thiết bị truyền nhiệt được nhiều nhà khoa học quan tâm về cả lĩnh vực lý thuyết lẫn thực nghiệm nhằm giải quyết vấn đề tiết kiệm năng lượng và hạn chế ô nhiễm môi trường khi sử dụng nhiên liệu lỏng và rắn. 14 Tuy nhiên quá trình cháy là quá trình lý hóa xảy ra với tốc độ cao, nhiệt độ phản ứng cháy lớn và rất phức tạp nên hầu hết các phương tiện đo đạc kiểm soát các thông số nhiệt động và hóa lỷ chưa đáp ứng được yêu cầu đặt ra. Vì vậy hiện nay việc nghiên cứu quá trình cháy thường phân chia thành nhiều giai đoạn: giai đoạn tạo hỗn họp, giai đoạn cháy và giai đoạn thải sản phấm cháy. Trong mỗi giai đoạn thường lý tưởng hóa bằng các mô hình gần đúng hoặc qua mô phỏng nhằm xác định các số liệu thực nghiệm cho quá trình cháy. Việc đánh giá tính ổn định cháy trong các buồng đốt bằng phương pháp nhiễu nhận được sự quan tâm của nhiều nhà khoa học. Cho tới nay phương pháp nhiễu vẫn được xem là phương pháp tiêu chuẩn khi đánh giá tính ổn định trong các buồng đốt của các thiết bị năng lượng. Theo quan niệm ổn định cháy, quá trình cháy trong động cơ bao gồm quá trình tạo hỗn hợp, quá trình cháy trong buồng đốt và quá trình thải sản phẩm cháy. N hững quá trình đó tác dụng tương hỗ với nhau để duy trì sự ổn định cháy. Theo lý thuyết nhiễu, tính ổn định cháy có thể bị phá hủy bởi những nhiễu loạn tò bên ngoài hoặc bên trong, nhưng cũng có thế tạo ra nhiễu loạn đế duy trì quá trình cháy ốn định, hiệu quả sẽ tốt hơn nếu nó tác động trục tiếp vào quá trình tạo hỗn hợp. Hỗn hợp khí cháy lý tưởng là hỗn hợp mà nhiên liệu bay hơi hoàn toàn cân bằng với lượng ôxy có trong dòng khí theo định lượng phản ứng hóa học. Khi hỗn hợp cháy đạt đến trạng thái lý tưởng, quá trình cháy sẽ trở nên ổn định. M uốn vậy cần nâng cao chất lượng hỗn hợp cháy. Cụ thể là nâng cao chất lượng phun nhiên liệu vào buồng tạo hỗn hợp đẫn đến việc nâng cao áp 15 suất phun nhiên liệu lên tới hàng nghìn atmotphe. M ột hướng nữa được đặt ra là tăng cường khuếch tán nhiên liệu vào dòng khí bằng nhiễu loạn khí động để hóa khí nhiên liệu lỏng. Hướng thứ ba là kết hợp phun nhiên liệu với tác động của dòng khí xoáy trong vòi phun gọi là vòi phun biến bụi hoặc các vòi phun tạo chuyến động xoáy của dòng nhiên liệu phun thành các mặt hình nón. Tuy nhiên quá trình phun và hóa hơi nhiên liệu vẫn còn thiếu những cơ sở nền tảng nhằm đảm bảo nâng cao chất lượng quá trình tạo hỗn hợp. Cần chú trọng đến quá trình tạo hỗn hợp. Vì nó không chỉ đảm bảo điều kiện ổn định cháy trong các thiết bị mà còn giảm phát thải chất độc hại ra môi trường. Và hiện nay, người ta thường chú trọng đến việc thay đổi cấu tạo vòi phun nhằm tạo ra các tia phun được phân rã và hóa hơi nhanh. Các nhà khoa học đã nghiên cứu và đưa ra nhiều mô hình khác nhau, trong đó có hai mô hình là mô hình tia phun theo lý thuyết dòng nhiễu và mô hình tia phun Hiroyasu. Mô hình tia phun theo thuyết dòng nhiễu là một dải phang. Khi chịu tác động của môi trường bên ngoài, tia phun sẽ chuyển động dưới dạng sóng phản đối xứng hình sin và sóng giãn đối xứng. Tùy vào mức độ biên độ của nhiễu mà dải nhiên liệu bị bẻ gẫy tại những điếm lồi lõm đế tạo thành giọt. Mô hình tia phun Hiroyasu là một dải phang phân chia thành những lát mỏng. Các lát mỏng này chỉ tiếp xúc nhau và không trao đối nhiệt với nhau. Quá trình cháy ổn định còn được gọi là quá trình cháy êm dịu, diễn ra khi mức chênh lệch nhiệt độ của các thành phần hỗn hợp tham gia phản ứng trước và sau khi cháy không vượt quá 1000K, các tham số nhiệt không dao động mạnh và lượng khí thải độc hại là ít nhất. Do quá trình cháy trong các buồng đốt tăng lực là quá trình cháy lần thứ hai nên mức chênh lệch nhiệt độ của dòng khí trước và sau khi cháy là không cao. Theo đó quá trình cháy 16 trong các buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực là quá trình cháy êm dịu nếu thỏa mãn đầy đủ một số yêu cầu về nhiệt và lỷ hóa học cũng như quá trình tạo hỗn hợp. 1.5. Ket luận chương 1 Thực tế hoạt động của các buồng đốt tăng lực trên các động cơ turbine phản lực của các máy bay hiện đại của Việt N am đã có quá trình cháy ổn định khi bay ở độ cao thấp với tốc độ lớn và xuất hiện hiện tượng tắt lửa khi bay ở độ cao lớn. Ở độ cao lớn, áp suất trong buồng đốt tăng lực nhỏ gây tắt lửa cháy không ổn định, ngoài ra còn gặp hiện tượng nứt nẻ, cong vênh và cháy sém vỏ buồng đốt. N hững hiện tượng này thể hiện dao động biên độ lớn của ngọn lửa đã truyền cho vỏ và có thể phá hủy buồng đốt tăng lực. Ồn định cháy trong buồng đốt tăng lực là một yêu cầu cơ bản khi thiết kế chế tạo động cơ turbine phản lực có buồng đốt tăng lực. v ấ n đề ổn định cháy phụ thuộc rất nhiều vào quá trình tạo hỗn hợp cháy liên quan đến nhiều lĩnh vực như động lực học của dòng khí, động lực học hóa học cháy, nhiệt động học, truyền nhiệt, truyền chất. N hũng lĩnh vục này ảnh hưởng trục tiếp đến quá trình tạo hỗn hợp nhiên liệu không khí trong buồng tạo hỗn hợp. Đe tài tìm hiếu tính ốn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực và các giải pháp đảm bảo sự ốn định cháy thông qua việc nâng cao chất lượng quá trình tạo hỗn họp cháy. Lý thuyết dòng nhiễu, thuyết ốn định khí động, ốn định nhiệt động với tính khoa học cao đã được ứng dụng trong nhiều ngành và thu được những kết quả to lớn. Ket quả của đề tài sẽ góp phần làm sáng rõ nguyên lý cấu trúc buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực, từ đó đưa ra các giải pháp nâng cao tính ổn định cháy của buồng đốt. 17 Chương 2 - GIẢI PHÁP NÂNG CAO TÍNH ỐN ĐỊNH CỦA DÒNG KHÍ TRONG BUÒNG TẠO HỎN HỢP BUỒNG ĐÓT TĂNG L ự c ĐỘNG CO TURBINE PHẢN L ự c 2.1. Thiết lập phương trình ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn họp Dòng khí chuyển động trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực được biểu thị bởi phương trình sau: (2-1-1) Po =Pi + a *-”h Trong đó: p0: áp suất toàn phần. /?,: áp suất tĩnh của dòng khí ở cửa vào. m,: lưu lượng dòng khí đi qua cửa vào. «/| = — I hê số sức cản quán tính của phần đầu. F /,: độ dài đoạn ống vào. Fị: diện tích thiết diện cửa vào. a\ : hệ số xác định sức cản khí động của đoạn ống vào có tính đến áp suất động a, =at + p 2( P A ) 2 Pọ-P> ------2 m, 18 Với là áp suất và lưu lượng khí cháy tại cửa vào ở chế độ cháy xác lặp; p là mật độ dòng khí tại cửa vào. Phương trình bảo toàn năng lượng dạng Becnuli cho dòng trong phần nhỏ dần của buồng tạo hỗn hợp: p' = i2ÌPFi) r U = p ‘ + ĩ 2(pFcJ r ĩ h - ([+ ỉ'') (2 X 3 ) ở đây 4 là hệ số tổn thất áp suất toàn phần; Fk là diện tích thiết diện ngang của dòng cơ bản tại thiết diện nhỏ nhất; PK là áp suất tĩnh tại tiết diện nhỏ nhất. Phương trình bảo toàn năng lượng dạng Becnuli cho dòng giữa tiết diện (2 -2 ) và tiết diện (2-2) theo lý thuyết Borda- Cano: mị pm] p m.m2 .2 /o p + p-r2(/ơF2) , T V = p* + 2(pFc)~ 'w 2V l'pFc F ~ pF2 /|\ (2-L4) 1 ở đây ự/ là hệ số tổn thất ở phần mở rộng ứng với góc mở p của đường ống; Fc là tiết diện dòng cơ bản liền ngay trước tiết diện (2 -2 ); m2 là lưu lượng dòng chảy; F2 là diện tích của đường ống liền ngay sau tiết diện (2 -2 ); p 2 là áp suất tĩnh của dòng liền ngay sau tiết diện (2 -2 ). Neu tính đến sự phụ thuộc của diện tích thiết diện dòng cơ bản đến độ dài không thứ nguyên của vùng nhiễu xoáy lỉc/dkp, phương trình bảo toàn năng lượng dạng Becnuli đối với hai tiết diện (kp - kp) và (2 -2 ) có dạng: 2(pF2)2 p 2(PMFkpy 2{pụ F j ở đây ụ. là hệ số lưu lượng của dòng chảy trong buồng tạo hỗn họp. Phương trình bảo toàn năng lượng dạng Becnuli tại tiết diện (2 -2 ) và tiết diện cửa ra phần mở rộng dần (2-2): 19 2+ ^ S _ . P ỉ+ s m i ^ (2.1.6) 2(pF2ý 2(pF7ý ở đây F2 là diện tích đường ống trong buồng tạo hỗn hợp tại tiết diện (2-2), m2, P2 là lưu lượng và áp suất tĩnh của dòng tại tiết diện (2-2). Phương trình cân bằng khối lượng cho vùng có nhiễu xoáy của dòng: (Pn~ P )^ r- = mx~ m2 (2-1-7) dt ở đây PK là mật độ khí trong vùng xoáy, v k là thể tích của vùng xoáy. Do nhiễu xoáy nên mật độ dòng trong vùng xoáy rất nhỏ so với mật độ dòng [pK« p ) vì thế công thức trên được viết dưới dạng: P ^ -L = m .-m (2.1.8) dt 2 1v Phương trình chuyển động của dòng tại cửa ra tiết diện (2-2) và sau buồng tạo hỗn họp tiết diện (3 -3 ): p2= p ì + a\mị +J2 at (2.1.9) ở đây p3 là áp suất trước tiết lưu đầu ra, a2* là hệ số xác định sức cản khí động trên đoạn từ tiết diện (2-2) đến tiết diện (3-3): ụ £ -+ m2 p_ - = P'2—Pi (2.1.10) 2(/?F2) rri1 Với m là lưu lượng dòng chảy qua các tiết diện (2-2) và (3-3) ở chế độ xác lập; pì là áp suất dòng trước tiết diện (3-3), p2 là áp suất dòng trước tiết diện (2-2), p2 là áp suất toàn phần của dòng tại tiết diện (2-2) ở chế độ xác lập, J2 = Ỉ2/F2 là hệ số sức cản quán tính của dòng từ tiết diện (2-2) đến trước tiết diện (3-3), 12 là chiều dài đoạn ống mở rộng dần. 20 Trên cơ sở này tiết diện ngang F2 xác định tại vị trí ở đó kết thúc nhiễu xoáy: F\ = * K +lM % ) ) 2 khi h < h F'2=F2 khi lk >l2 ở đây Ị3 là góc mở rộng dần, lk là độ dài vùng nhiễu xoáy tính từ tiết diện nhỏ nhất đến tiết diện (2 -2 ). Thể tích vùng nhiễu xoáy được xác định: K = *4 - ( K + 3V '. ‘g pA +lì-tgll3A ' ) - + ĩ 'íỉ‘r>r-h-tg a/ 2 + № a/ 2) Khi lk< l 2 K =K-, + xrỉụi - l 2) - j ( l , - l 2)(rỉ +r? + rcí.rc2) (2.1.11) Khi lk> 12: Với rck = rkp.y[Ịi + lktgaỵ / là bán kính của dòng cơ bản trên độ dài lck. r 2 = rkp4ĩl + htS 1 1 3 ) F2 ỹ ( 1+ 4 ) (2.1.14) 2( P FCkp) PFkp0 - U ) + 2xplkrkptg £ - «ỊỊltg y + x p ộ g 2y - / g 2- | 21 (2.1.15) (2.1.16) p2 = pì +a2m2 2 + J2^ dt Hệ phương trình (2.1.12 - 2.1.16) là hệ phương trình biếu thị tính chất của dòng chảy trong ống Venturi có tiết lưu đầu vào và tiết lun đầu ra hay là hệ phương trình biểu thị tính chất của dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp của buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực. Giả thiết dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp bị tác động của nhiễu xoáy, các thông số nhiệt động của dòng chỉ bị biến đổi một lượng nhỏ so với giá trị ban đầu ở chế độ chảy xác lập: — ổ p 0 — ổ p 2 — ổp, — Sp. Po= Po+— = Pl+ — = Pl+ — = pk + p, Pl p. ", ( 2 1 1 7 ) — ốm, — Sm7 — = m, H—— = m, H— = /, + 51, Trong đó pữ,p ị,p 2,pỉ ,mỉ,m2,lk,pk là các thông số xác định ở chế độ chảy xác lập. Sau khi biến đối, nhận được hệ phương trình sai lệch: ổp2= s.ổm2+ e.ỗỉk ổp2 = R*ĩ .ổmĩ + J2 dổlk dồm„ ổm2 = p ự 2- Õ Fe=x(rkp.4ĩi + Ỉk.tg^)2 K = x(% + ụ g^ )2 Với F là tiết diện dòng cơ bản ở chế độ chảy xác lập, F2 là tiết diện dòng liền sau tiết diện tại đó nhiễu xoáy kết thúc cũng ở chế độ chảy xác lập, ỉk là độ dài vùng nhiễu xoáy cũng ở chế độ như vậy, R\ là hệ số sức cản khí động của đường ống ra của buồng tạo hỗn hợp R*2 = l á 2.m (2.1.18) 22 Giá trị s là sức cản vi phân của dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp, giả thiết độ giãn dòng cơ bản là nhỏ (a -»0) khi hệ số tổn thất ở phần mở rộng ứng với góc mở p của dòng ịự = 1 nhận được: - s = m í , (2.1.19) Fỉ f: Giá trị e là hệ số biến dạng kích thước vùng nhiễu xoáy, đặc trưng tính co giãn chiều dài và thể tích vùng nhiễu xoáy trong buồng tạo hỗn hợp: £ = ----- = pK 4f7 kK VFkpJ Vì F2 > ụFk nên £ < 0 Giải hệ phương trình năng lượng nhận được phương trình vi phân cấp 2 tuyến tính thuần nhất: d2ỏlk R*2- S dổlk — - -Slt =0(2.1.20) ~ d t + J, dt p J 2.(F '-F ') 2.2. Điều kiện ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực Nghiệm của phương trình vi phân trên có dạng: ỏlk = ô l- k.e- 4?2 * .smícot + Ọo) Với ọ (rad) là góc pha ban đầu xác định từ điều kiện biên; cơ(Uz) là tần số dao động góc; Slk là biên độ dao động kích thước nhiễu; s là hệ số sức cản vi phân ở vị trí kết thúc nhiễu; R \ là hệ số sức cản tuyến tính trên cửa ra buồng tạo hỗn họp. 23 Phương trình (2.1.20) là phương trình vi phân bậc hai thuần nhất của hàm độ lệch tương đối độ dài vùng xoáy ốlK theo thời gian. Hệ số của thành phần dồlK / dt thể hiện điều kiện ổn định của dòng chảy. Đe dao động là tắt dần, tức dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp là ốn định dưới tác động của nhiễu thì: R 2 ~ s > 0. Vì J2 < 0 nên (R2* - S) > 0 nên R2* > 2 ,J2 s hoăc - ị - < 1. Kết hơp R 2 với biểu thức (2.1.18) và (2.1.19) ta được: 1 ị 2 .cí2.p.F'2 ^F c Fỉ Biểu thức (2.1.21) xác định dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp là ổn định khi hệ số sức cản khí động tại đường ống ra R2* của buồng tạo hỗn hợp lớn hơn sức cản vi phân s ở vị trí kết thúc nhiễu xoáy. Khi ———< 0 dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp sẽ trở nên mất ổn ^2 định dưới tác động của nhiễu xoáy, điều kiện mất ổn định là /?* < s hoặc 4 < 1 hay: r; Biếu thức (2.1.22) xác định dòng chảy trong buồng tạo hỗn họp là mất ốn định khi hệ số sức cản khí động tại đường ống ra R 2* của buồng tạo hỗn họp nhỏ hơn sức cản vi phân s ở vị trí kết thúc nhiễu xoáy. 24 Khi ———= 0 dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp sẽ nằm trong giới *^2 hạn ổn định dưới tác động của nhiễu xoáy, điều kiện dòng chảy ở giới hạn ổn £ định là R* = s hoặc —r = 1 , hay: R2 1 í 1 F 1N -----—= - z r - ^ - = =1 (2.1.23) 2.a2.p.F'XFc Fỉ K) Biểu thức (2.1.23) xác định dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp ở giới hạn ổn định khi hệ số sức cản khí động tại đường ống ra R2* của buồng tạo hỗn hợp bằng sức cản vi phân s ở vị trí kết thúc nhiễu xoáy. Từ đây nhận được các điều kiện: - Điêu kiện dòng khí trong buông tạo hôn họp là ôn định: s 1 - Điều kiện dòng khí trong buồng tạo hỗn họp ở giới hạn ốn định: R\ 2 .a \.p ị/u ữ.Fkpf Với a \ là hệ số cản thủy lực trên cửa ra buồng tạo hỗn hợp; Pxd là góc mở ứng với dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp ở giới hạn ổn định; là T thông số nhiễu. Nhân thây răng khi các kích thước hình hoc không thay đôi, tỷ sô s R2 phụ thuộc vào hai thông số p và a \ . Khi p > p.d dòng là không ổn định, khi p < Pxd dòng là ổn định. Khi giảm a \ đến giá trị nào đó, dòng có thể đang từ 25 giới hạn ốn định chuyến sang không ốn định hoặc nếu dòng là không ốn định nếu tăng a \ đến giá trị nào đó dòng sẽ trở nên ổn định. Tần số dao động riêng của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp được xác định: Trong đó B(t) =(ỉ-\Iỉ-t)Ậ -\Iỉ-t 2.3. Giải pháp nâng cao tính ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn họp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực 2.3.1. Các lực tác động lên dải nhiên liệu phun Xét dòng nhiên liệu là dòng khối phang tạo thành dải nhiên liệu, được giới hạn bởi bề mặt trên và bề mặt dưới với bề dày h, mỗi dải nhiên liệu có dòng khí bao quanh. Khi dòng khí mất ổn định tạo nhiễu tương tác với dải nhiên liệu làm cho dải nhiên liệu mất ổn định có dạng hình sin. Chuyển động với biên độ bề mặt trên và biên độ bề mặt dưới là yt v ầ y 2. Be mặt giới hạn của dòng khí cách bề mặt không bị nhiễu của giải nhiên liệu một đoạn ỳ . Dòng khí không ốn định chuyến động dưới dạng sóng hình sin gây ra tốc độ cục của dòng khí theo phương y có dạng : 26 h/2 \ y ! ■> Hình 2.1. Sự tương tác của dải nhiên liệu phun với dòng khỉ không ổn định trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực Các vòi phun lỗ đơn đặt cách nhau một khoảng cách đủ lớn ỳ so với kích thước lỗ vòi phun nên giả thiết rằng các dòng nhiên liệu phun ra tù’ các vòi phun hoạt động độc lập với nhau trong môi trường dòng khí. N hờ mô hình như vậy có thể xác định được các lực tác dụng vào dải nhiên liệu để phân hủy thành giọt theo lý thuyết N.Dombrowski và W.R.Johns. Đe tính các lực tác động lên bề mặt dải nhiên liệu phun, xét một phân tố chiều dài dx. Ta có: wy =^— At = 1 ^ - (2.3.1.1) ôt õyõt Với 5 = ^ - (2.3.1.2) õy Ở đây ổ là độ lệch của dòng khí tính theo bề mặt không bị nhiễu, ệ là nguyên hàm hàm thế ẹ . 27 Theo Euler, gradien áp suất của dòng khí có quan hệ với sự biến thiên vận tốc dọc theo trục y: _Ị_Õp = dWL = J?ệ_ (2.3.1.3) p õy õt õyõt 2 Dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp có tốc độ ứng với số M ach M < 0,3 nên xem dòng là không bị nén (/? = const). Tích phân phương trình (2.3.1.3) nhận được: , =- ,f ( 2 .3 .1 .4 ) Quan hệ giữa gradien áp suất và sự biến thiên tốc độ của dòng khí dọc theo trục X là: - 1 Ể P = Ể E l (2.3.1.5) p ôx ôt Tích phân phương trình (2.3.1.5) và từ phương trình (2.3.1.4) nhận được: w ' õtõx (2.3.1.6) Khi bỏ qua tính nén chuyến động của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp là chuyến động thế với hàm thế (p được xác định bởi hàm Laplace: Cì 2 tìx -3 2 uy = o (2.3.1.7) x 7 Với ẹ = — (2.3.1.8) là hàm dòng của dòng khí có dang hình sin và dí chuyến động dọc theo trục X có vận tốc wx: (2.3.1.9) ẹ= 28 — — ẰTC * Với (p = ! - —).zdx = - p n w 2y.zdx N eu gọi lực do áp suất dòng khí tác động lên một phân tố diện tích bề mặt dưới của dải nhiên liệu là Fpd, tương tự ta sẽ có: h F d = —pn w 1(y 2 + —) zdx = - p nW2(—y)zdx = pn w 2yzdx Ở đây: y = - { y 2+h2) Vậy tổng lực áp suất tác động lên bề mặt trên và dưới của một phân tố diện tích dải nhiên liệu là: F P = F pđ - F PÍ = 2 P n K y - z d x ( 2 .3 . 1 . 1 7 ) Lực căng bề mặt trên chiều dài dx là: F - — ( 2 ơ z — ).dx - 2 r»!). Miền có số sóng nhỏ là miền sóng nhiễu khí động lan truyền theo dòng khí. Trong miền này vai trò tác động của nhiễu với dòng nhiên liệu không phụ thuộc vào tính nhớt. Điều đó cho phép đơn giản hóa việc tính toán kích thước giọt nhiên liệu theo điều kiện không nhớt khi nghiên cún dòng nhiên liệu trong dòng khí của buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực. Lấy tích phân phương trình (2.3.2.5) nhận được: Lấy đạo hàm phương trình (2.3.2.6) theo biến số n và cho bằng 0 sẽ được mức tăng cực đại của biên độ theo n: 35 n = e E L (23.2.1) 2ơ Thay n vào phương trình (2.3.2.5) nhận được giá trị tốc độ gia tăng biên độ lớn nhất: (2.3.2.8) Đồng thời thay n từ phương trình (2.3.2.7) vào phương trình (2.3.2.6) ta được: f= \h-'ndt (2.3.2.9) ẸÉL Đe đặc trung cho độ dày dải nhiên liệu thường sử dụng giá trị k = ht, với t là thời gian tính từ thời điểm nhiên liệu được phun ra từ vòi phun. Ngoài ra còn sử dụng thông số độ dày K = hx với X là tọa độ ở một điểm bất kì của dải nhiên liệu. Thay h = k/t vào phương trình (2.3.2.9) nhận được: 2 _ p W Ị t _ (2 3 2.10) 3 7 1 ^ 1 Thay t = k/h vào phương trình (2.3.2.10) nhận được: 2 pw ụ 3 J 2 p nrơ .h 2 kpwi 3 h .p .p „ .ơ h 2 k .p w Ị , 3 J 2 . p tl,.ơ h ' Rút h từ phương trình (2.3.2.11) nhận được: Thay n và h tù' các phương trình (23.2.1), (2.3.2.12) vào phương trình (2.3.2.4) nhận được: 36 (2.3.2.13) D =2 9pp,tlf 2K •V / Tại thời điểm phân rã đối với nhiên liệu, mức gia tăng biên độ f có giá trị không đối là f = 12. Thay k và f vào phương trình (2.3.2.13) nhận được: D .= 2 f o>JC> ' 81 -ppniw : (2.3.2.14) Giai đoạn cuối của sự phân rã dải nhiên liệu, giọt nhiên liệu được hình thành, đường kính giọt Dgđược xác định: D , = ị ị — Dl (2.3.2.15) n Thay Dz từ phương trình (2.3.2.14) vào phương trình (2.3.2.15) ta được đường kính giọt lớn nhất: D = ỉ \6tĩ ị 16[...]... TỔNG QUAN VÈ TÍNH ỔN ĐỊNH CỦA DÒNG KHÍ TRONG BUỒNG TẠO HỎN HỌP BUỒNG ĐỐT TĂNG L ự c ĐỘNG CO TURBINE PHẢN L ự c 1.1 Mô hình buồng tạo hỗn họp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực Buồng tạo hỗn hợp được bố trí sau turbine và trước buồng lửa Có nhiều loại buồng tạo hỗn hợp động cơ turbine phản lực như buồng tạo hỗn họp trong động cơ turbine phản lực một luồng, buồng tạo hỗn hợp trong động cơ turbine... đốt tăng lực động cơ P25.300 và động cơ J85 như trên hình 1.5a và hình 1.5b: (a) (b) Hình 1.5 Đồ thị vùng ốn định của dòng khí trong buồng tạo hôn hợp động cơ P25.300 (a) và động cơ J 85 (b) Đồ thị ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực thay đổi đơn điệu theo sự thay đổi của góc mở rộng p Ở góc mở thiết kế p =14% dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ P25.300... cấu trúc và dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực có nguyên lý cấu trúc giống như ống Venturi có tiết lưu đầu vào và ra như hình 1.2: Hình 1.2 Mô hình dòng chảy trong buồng tạo hôn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực 1.2 Đặc điểm làm việc của buồng đốt tăng lực động cơ turbỉne phản lực Động cơ turbine phản lực là kiếu đơn giản nhất và cố nhất của động cơ phản lực nói chung,... các dòng nhiên liệu phun ra từ các vòi phun hoạt động độc lập với nhau trong môi trường dòng khí Dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp bao gồm dòng cơ bản và dòng nhiễu Neu dòng nhiễu phát triển gia tăng về độ lớn biên độ thì dòng khí mất ốn định Ngược lại, nếu dòng nhiễu bị tiêu tán trong dòng cơ bản thì dòng khí được coi là dòng ốn định Đồ thị vùng ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng. .. của dòng khí trong buồng tạo hỗn họp tăng lên Ket quả cho thấy với động cơ có kích thước nhỏ như J85 và với động cơ có kích thước tương đối lớn như P25.300, dao động riêng của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp đều là những dao động thấp tần Hình 1.6 Đồ thị tần sổ dao động riêng của dòng khí trong buồng tạo hôn hợp buồng đốt tăng lực động cơ P25.300(a) và động cơJ85(b) Ảnh hưởng của sức cản thủy lực. .. mồi lửa và bộ ổn định ngọn lửa Buồng lửa có dạng hình trụ, bên trong có ống lửa hình trụ lượn sóng với các lỗ nhỏ Buồng đốt tăng lực của động cơ turbine phản lực đặt sau turbine trước ống tăng tốc của động cơ có dạng cụ thể như hình 1.3 và có sơ đồ như hình 1.4: Hình 1.3 Động cơ turbine phản lực có buồng đốt tăng lực 5 Hình 1.4 Sơ đồ động cơ turbine phản lực có buồng đốt tăng lực Không khí từ bên ngoài... buồng tạo hỗn hợp trong động cơ turbine phản lực hai luồng, buồng tạo hỗn hợp có dòng chảy n g ư ợ c Nguyên lý cấu trúc của buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực như trên hình 1.1 a và được mô hình hóa như hình 1 lb: Hình 1.1 Nguyên lý cẩu trúc (a) và mô phỏng (b) của buồng tạo hôn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực Buồng tạo hỗn hợp cấu trúc gồm hai phần: phần đầu... vỏ buồng đốt N hững hiện tượng này thể hiện dao động biên độ lớn của ngọn lửa đã truyền cho vỏ và có thể phá hủy buồng đốt tăng lực Ồn định cháy trong buồng đốt tăng lực là một yêu cầu cơ bản khi thiết kế chế tạo động cơ turbine phản lực có buồng đốt tăng lực v ấ n đề ổn định cháy phụ thuộc rất nhiều vào quá trình tạo hỗn hợp cháy liên quan đến nhiều lĩnh vực như động lực học của dòng khí, động lực. .. động cơ turbine phản lực Ôn định cháy là một yêu cầu cơ bản đối với tất cả các buồng đốt, đặc biệt là buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực Những công trình nghiên cứu đầu tiên về ổn định cháy xuất phát từ nghiên cứu thực nghiệm Altseimer J đã chế tạo mô hình buồng đốt để nghiên cứu sự cháy không ổn định, kết quả nghiên cứu thực nghiệm về ổn định cháy đã đưa ra tiêu chuẩn M ichenson về ổn định. .. đến tính ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ P25.300 và động cơ J85 được trình bày như hình 1.7a và 1.7b: 12 (a) (b) Hình 1.7 Anh hưởng của sức cản thủy lực đến tỉnh ốn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp động cơ P25.300 (a) và động cơ J8 5 (b) Sức cản thủy lực được đặc trưng bởi hệ số cản a\ Khi góc mở rộng không thay đối p = Ptk, ta có thể điều chỉnh dòng ... cứu - Nghiên cứu tống quan tính ốn định dòng khí buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động turbine phản lực - Nghiên cứu giải pháp nâng cao tính ổn định dòng khí buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng. .. buông tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động turbine phản lực Mô hình dòng chảy buông tạo hôn hợp buồng đốt tăng lực động turbine phản lực Động turbine phản lực có buông đôt tăng lực Sơ đô động turbine... turbine phản lực Mục đích nghiên cứu Nghiên cứu tính ốn định dòng khí buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động turbine phản lực nhằm nâng cao tính ốn định đảm bảo cháy buồng đốt ổn định Nhiệm vụ nghiên