THÔNG TIN TÀI LIỆU
TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM HÀ NỘI 2
KHOA VẬT LÝ
*****************
Họ và tên sinh viên
(chữ Times New Roman, 14pt, bold)
NGUYỄN THỊ QUYỀN
TÊN ĐỀ TÀI KHÓA LUẬN
(chữ Times New Roman, 18pt, bold)
NGHIÊN CỨU TÍNH ỔN ĐỊNH CỦA DÒNG KHÍ
TRONG BUỒNG TẠO HỖN HỢP BUỒNG ĐỐT
TĂNG LỰC ĐỘNG CƠ TURBINE PHẢN LỰC
(chữ Times New Roman, 14pt)
Khóa luận tốt nghiệp đại học hệ chính quy
Ngành ..................
KHÓA LUẬN TỐT NGHIỆP ĐẠI HỌC
(Chương trình đào tạo …)
(yêu cầu ghi đúng tên ngành học; đối với tài năng, chất lượng cao,
tiên tiến ghi thêm chương trình đào tạo)
TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM HÀ NỘI 2
KHOA VẬT LÝ
*****************
Hà Nội – 2015
TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM HÀ NỘI 2
KHOA VẬT LÝ
*****************
NGUYỄN THỊ QUYỀN
NGHIÊN CỨU TÍNH ỔN ĐỊNH CỦA DÒNG KHÍ
TRONG BUỒNG TẠO HỖN HỢP BUỒNG ĐỐT
TĂNG LỰC ĐỘNG CƠ TURBINE PHẢN LỰC
KHÓA LUẬN TỐT NGHIỆP ĐẠI HỌC
Chuyên ngành: Vật lý kỹ thuật
Người hướng dẫn khoa học:
ThS. Nguyễn Ngọc Tuấn
Hà Nội – 2015
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 Vật 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 cứu 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.
Nếu sai tôi xin hoàn toàn chịu trách nhiệm.
Hà Nội, tháng 5 năm 2015
Người thực hiện
Nguyễn Thị Quyền
MỤC LỤC
PHẦN MỞ ĐẦU............................................................................................ 1
1. Lý do chọn đề tài........................................................................................ 1
2. Mục đích nghiên cứu .................................................................................. 1
3. Nhiệm vụ nghiên cứu ................................................................................. 2
4. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu............................................................... 2
PHẦN NỘI DUNG ........................................................................................ 3
Chương 1 - TỔNG QUAN VỀ TÍNH ỔN ĐỊNH CỦA DÒNG KHÍ TRONG
BUỒNG TẠO HỖN HỢP BUỒNG ĐỐT TĂNG LỰC ĐỘNG CƠ TURBINE
PHẢN LỰC ................................................................................................... 3
1.1. Mô hình buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực....... 3
1.2. Đặc điểm làm việc của buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực ...... 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 lực .......................................................... 13
1.5. Kết luận chương 1............................................................................... 17
Chương 2 - GIẢI PHÁP NÂNG CAO TÍNH ỔN ĐỊNH CỦA DÒNG KHÍ
TRONG BUỒNG TẠO HỖN HỢP BUỒNG ĐỐT TĂNG LỰC ĐỘNG CƠ
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 ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng
lực động cơ turbine phản lực ........................................................................ 23
2.3. Giải pháp nâng cao tính ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp
buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực................................................ 26
2.3.1. Các lực tác động lên dải nhiên liệu phun ............................................ 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 LUẬN ...................................................................................... 40
TÀI LIỆU THAM KHẢO ............................................................................ 41
DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU
F1
Diện tích tiết diện cửa vào buồng tạo hỗn hợp
Fkp
Diện tích tiết diện nhỏ nhất buồng tạo hỗn hợp
F2'
F2
Diện tích tiết diện buồng tạo hỗn hợp ở đó kết thúc
nhiễu
Diện tích tiết diện cuối buồng tạo hỗn hợp
F3
Diện tích tiết diện cửa ra buồng tạo hỗn hợp
p1
Áp suất dòng khí ở cửa vào buồng tạo hỗn hợp
pk
Áp suất dòng khí ở tiết diện nhỏ nhất
p2'
Áp suất dòng khí ở tiết diện kết thúc nhiễu
p2
Áp suất dòng khí ở tiết diện cuối buồng tạo hỗn
hợp
Áp suất dòng khí ở cửa ra buồng tạo hỗn hợp
p3
0
Hệ số tổn thất toàn phần ở đoạn ống thu hẹp
Sự tăng biên độ nhiễu trên một đơn vị khoảng cách
Bước sóng
Sức căng bề mặt
Độ nhớt chất lỏng
Mật độ chất khí
nl
Mật độ nhiên liệu
Góc mở của phần mở rộng buồng tạo hỗn hợp
Hệ số biến dạng kích thước vùng nhiễu
Góc pha ban đầu
Độ lệch dòng khí
Nguyên hàm của hàm thế
Thế tốc độ
M
X
Y
N
F
Số mach
Độ dày theo trục x
Độ dài theo trục y
2 / số sóng
Mức gia tăng biên độ nhiễu
m 2
m 2
m 2
m 2
m 2
N / m 2
N / m 2
N / m 2
N / m 2
N / m 2
m 1
m
N / m
N .s / m 2
kg / m3
kg / m3
0
N / m3
rad
m
m 2
m 2 / s
m
m
m 1
Q
f / t . Tốc độ gia tăng biên độ nhiễu
m
Mật độ khí trong vùng xoáy
Vk
Thể tích vùng xoáy
kg / m3
m3
lk
Độ dài vùng nhiễu xoáy
Sức cản vi phân của dòng chảy
Tần số dao động góc
Lưu lượng khí
Lực quán tính
Lực áp suất
Lực nhớt
Lực căng bề mặt
Tốc độ tương đối của dòng khí theo phương x
Tốc độ tương đối của dòng khí theo phương y
Đường kính sợi phân dải nhiên liệu
Đường kính giọt nhiên liệu
m
kg / s
Hz
kg / s
N
N
N
N
m / s
m / s
m
m
S
M
Fqt
Fp
F
F
Wx
Wy
Dz
Dg
DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ, SƠ ĐỒ, 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 đồ, đồ thị
Nguyên lý cấu trúc (a) và mô phỏng (b) của buồng
tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine
phản lực
Mô hình dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp
buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực
Động cơ turbine phản lực có buồng đốt tăng lực
Sơ đồ động cơ turbine phản lực có buồng đốt tăng
lực
Đồ thị vùng ổn định của dòng khí trong buồng tạo
hỗn hợp động cơ P25.300 (a) và J85 (b)
Trang
3
Đồ thị tần số 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)
Ảnh hưởng của sức cản thủy lực đến tính ổn 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
hợp buồng đốt tăng lực
Mối quan hệ giữa tốc độ gia tăng biên độ và số
sóng của chất lỏng nhớt và không nhớt
13
4
6
6
12
13
27
34
36
PHẦN MỞ ĐẦU
1. Lý 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 cơ turbine phản lực”.
2. Mục đích nghiên cứu
Nghiên cứu tính ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng
đốt tăng lực động cơ turbine phản lực nhằm nâng cao tính ổn định và đảm bảo
sự cháy trong buồng đốt ổn định.
1
3. Nhiệm vụ nghiên cứu
- Nghiên cứu tổng quan về tính ổn 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 tượng và phạm vi nghiên cứu
4.1. Đối tượng 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 lý luận: Đọc các tài liệu, công trình có liên
quan đến đề tài nghiên cứu.
2
PHẦN NỘI DUNG
Chương 1 - TỔNG QUAN VỀ TÍNH ỔN ĐỊNH CỦA DÒNG KHÍ
TRONG BUỒNG TẠO HỖN HỢP BUỒNG ĐỐT TĂNG LỰC ĐỘNG
CƠ TURBINE PHẢN LỰC
1.1. Mô hình buồng tạo hỗn hợp 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
hợp 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 ngược…
Nguyên lý cấu trúc của buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ
turbine phản lực như trên hình 1.1a và được mô hình hóa như hình 1.1b:
Hình 1.1. Nguyên lý cấu trúc (a) và mô phỏng (b) của buồng
tạo hỗn 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 hợp được hình thành
từ dòng cơ bản và dòng nhiễu. Dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp gọi là
dòng bị nhiễu. Nhiễu 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. Nếu nhiễu phát
triển gia tăng biên độ thì dòng chảy là dòng không ổn định. Nếu nhiễu tồn tại
trong dòng với biên độ không thay đổi thì dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp
nằm ở giới hạn ổn định. Dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp có số M < 0,3
nên coi là dòng không bị nén ( = 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 hỗn hợp
buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực
1.2. Đặc điểm làm việc của buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực
Động cơ turbine phản lực là kiểu đơn giản nhất và cổ 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 phẩm 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 đẩy 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 hợp cháy được đốt cháy nhờ nến điện. Sản
phẩm 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 chuyển 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 bổ 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 max 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) để duy trì sự ổn định của ngọn lửa. Ngọn
6
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 từng phần, tăng lực toàn phần. Muốn 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 điểm của quá trình cháy trong buồng đốt tăng lực là hỗn hợp cháy
đi vào buồng đốt ở nhiệt độ cao. Hỗn hợp có thể tự bén lửa và cháy. Nhiệt 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:
- Nhiệt 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. Nhờ 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 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. Mật 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. Vấn 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:
+ Ổn định quá trình cháy nhiên liệu trong toàn bộ khoảng thay đổi 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
Để 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 đổi. Để 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 ổn 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 đẩy 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 để 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 hợp buồng
đốt tăng lực động cơ turbine phản 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 thẳng 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. Nếu dòng nhiễu phát triển gia tăng về độ lớn biên độ thì dòng khí
mất ổn định. Ngược lại, nếu dòng nhiễu bị tiêu tán trong dòng cơ bản thì dòng
khí được coi là dòng ổn 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 ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp
động cơ P25.300 (a) và động cơ J85 (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 . Ở góc mở thiết kế
14o , dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ
tk
P25.300 là không ổn định. Góc xd trong động cơ này là 11,50. Ở góc mở
thiết kế tk 7, 50 của động cơ J85 (hình 1.5b) dòng khí trong buồng tạo hỗn
11
hợp nằm ở giới hạn ổn định, tức là tk xd . Nếu tăng góc 90 xd thì
dòng trở nên không ổn 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 thì tần
số dao động riêng của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp tăng lên. Kết 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 số 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)
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. Ảnh hưởng của sức cản thủy lực đến tính ổn định của dòng khí
trong buồng tạo hỗn hợp động cơ P25.300 (a) và động cơ J85 (b)
Sức cản thủy lực được đặc trưng bởi hệ số cản a2* . Khi góc mở rộng
không thay đổi tk , ta có thể điều chỉnh dòng chảy từ không ổn định sang
ổn định bằng cách bố trí trên cửa ra các thiết bị chắn dòng để 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 ổn định có thể trở nên không ổn định.
1.4.
Ảnh hưởng của quá trình tạo hỗn hợp đến sự ổn định cháy trong
buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực
Ổn 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 Michenson về
ổn định cháy trong buồng đốt. Các nhà khoa học Mỹ 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 xoáy…
Các tác giả Crocco L, Harrje D.T, Grey J đã đưa ra phương pháp xác định các
giới hạn ổn định cháy của động cơ tên lửa nhiên liệu lỏng dưới tác dụng của
các dao động dọc bằng cách thay đổi 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. Vấn 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 cứu 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. Macgolin.
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 lý 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 hợp, giai đoạn cháy và giai đoạn thải sản
phẩm 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. Những 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 từ bên ngoài hoặc bên trong, nhưng cũng có thể tạo ra nhiễu loạn
để duy trì quá trình cháy ổn định, hiệu quả sẽ tốt hơn nếu nó tác động trực 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.
Muốn 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. Một 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 chuyển 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 phẳng. 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 điểm lồi lõm để tạo thành giọt.
Mô hình tia phun Hiroyasu là một dải phẳng phân chia thành những lát
mỏng. Các lát mỏng này chỉ tiếp xúc nhau và không trao đổi 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 lý hóa học cũng như quá
trình tạo hỗn hợp.
1.5.
Kết 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 Nam 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. Những 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.
Ổn 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. Vấn 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. Những lĩnh vực này ảnh hưởng trực tiếp
đến quá trình tạo hỗn hợp nhiên liệu không khí trong buồng tạo hỗn hợp.
Đề tài tìm hiểu tính ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp
buồng đốt tăng lực và các giải pháp đảm bảo sự ổn định cháy thông qua việc
nâng cao chất lượng quá trình tạo hỗn hợp cháy. Lý thuyết dòng nhiễu, thuyết
ổn định khí động, ổn định nhiệt động với tính khoa học cao đã được ứng dụng
trong nhiều ngành và thu được những kết quả to lớn. Kết 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 ỔN ĐỊNH CỦA DÒNG KHÍ
TRONG BUỒNG TẠO HỖN HỢP BUỒNG ĐỐT TĂNG LỰC ĐỘNG
CƠ TURBINE PHẢN LỰC
2.1. Thiết lập phương trình ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn
hợp
Dòng khí chuyển động trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực
được biểu thị bởi phương trình sau:
p0 p1 a1 * .m12 J1
dm1
(2.1.1)
dt
Trong đó:
p0 : áp suất toàn phần.
p1 : áp suất tĩnh của dòng khí ở cửa vào.
m1 : lưu lượng dòng khí đi qua cửa vào.
J1
l1
F
: hệ số sức cản quán tính của phần đầu.
l1 : độ dài đoạn ống vào.
F1 : diện tích thiết diện cửa vào.
a*1 : hệ số xác định sức cản khí động của đoạn ống vào có tính đến áp suất
động
a1* a1
p p
(2.1.2)
0 2 1
2
2( .F1 )
2( .F1 )2
m1
18
Với p1 , m1 là áp suất và lưu lượng khí cháy tại cửa vào ở chế độ cháy
xác lặp; 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:
p1
m12
m12
p
.(1 0 ) (2.1.3)
k
2( F1 )2
2( Fckp )2
ở đây 0 là hệ số tổn thất áp suất toàn phần; Fckp 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:
p2' .
m22
m12
m
m
p
( 1 2 ' ) 2 (2.1.4)
K
' 2
2
2( F2 )
2( Fc )
2 Fc F2
ở đây là hệ số tổn thất ở phần mở rộng ứng với góc mở 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’).
Nếu tính đến sự phụ thuộc của diện tích thiết diện dòng cơ bản đến độ
dài không thứ nguyên của vùng nhiễu xoáy lK/dkp, phương trình bảo toàn năng
lượng dạng Becnuli đối với hai tiết diện (kp - kp) và (2’-2’) có dạng:
2
m1 Fkp m2 Fkp
m22
m22 Fkp
p
p
(2.1.5)
K
' 2
2
2
2( F2 )
2( Fkp ) Fc
2( Fkp ) Fc
F2'
'
2
ở đây là hệ số lưu lượng của dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp.
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
p2'
m22
m22
(2.1.6)
p
2
2( F2' )2
2( F2 )2
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:
( )
dVk
m1 m2 (2.1.7)
dt
ở đây là mật độ khí trong vùng xoáy, Vk là thể tích của vùng xoáy.
Do nhiễu xoáy nên mật độ dòng trong vùng xoáy rất nhỏ so với mật
độ dòng vì thế công thức trên được viết dưới dạng:
dVk
m2 m1 (2.1.8)
dt
Phương trình chuyển động của dòng tại cửa ra tiết diện (2-2) và sau
buồng tạo hỗn hợp tiết diện (3-3) :
p2 p3 a2*m22 J 2
dm2
(2.1.9)
dt
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):
a2*
p2 p3
m2
p2' p2
(2.1.10)
2( F2 ) 2
m2
Với m là lưu lượng dòng chảy qua các tiết diện (2-2) và (3-3) ở chế
độ xác lập; p3 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 = l2/F2 là hệ số sức cản quán tính của dòng từ tiết diện (2-2) đến
trước tiết diện (3-3), l2 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 ' 2 (rkp lk tg ( ))2 khi lk l2
2
F ' 2 F2 khi lk l2
ở đây 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:
Vk
k (3 r 2 3 r .l .tg l 2 .tg 2 ) k (3 r 2 3 r .l .tg l 2 tg 2 )
kp
kp k
k
kp
kp k
2
2
2 k
2
3
3
V k 1
Khi lk < l2 :
Vk Vk 1 r22 (lk l2 )
3
(lk l2 )(r22 rc2 rck .rc 2 ) (2.1.11)
Khi lk > l2:
Với rck rkp . lk tg 2 là bán kính của dòng cơ bản trên độ dài lck.
rc 2 rkp l2tg
2
là bán kính dòng cơ bản trên độ dài l2, là góc giãn
dòng của dòng cơ bản.
Sau khi biến đổi ta được hệ phương trình:
p0 p1 a1* m12 J1
p2
dm1
(2.1.12)
dt
Fkp 2
m1 Fkp m2 Fkp 2
m22
m12
p
(
)
(
) (2.1.13)
k
2
2
2
2( F2 )
2( Fkp )
Fc
2( Fkp )
F1
F2
p1
m12
m12
p
(1 0 ) (2.1.14)
k
2( F1 )2
2( Fckp )2
dlk
(m2 m1 ) Fkp (1 ) 2 lk rkp tg tg lk2tg 2 tg 2 (2.1.15)
dt
2
2
2
2
21
p2 p3 a2*m22 J 2
dm2
(2.1.16)
dt
Hệ phương trình (2.1.12 - 2.1.16) là hệ phương trình biểu thị tính chất
của dòng chảy trong ống Venturi có tiết lưu đầu vào và tiết lưu 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:
p0 p0
m1
p0
m1
m2
p2
p2
m2
p2
m2
lk
p3
p3
p3
pk
pk
pk
m1
(2.1.17)
lk lk
Trong đó p0 , p1 , p2 , p3 , m1 , m2 , lk , pk là các thông số xác định ở chế độ
chảy xác lập. Sau khi biến đổi, nhận được hệ phương trình sai lệch:
p2 S . m2 . lk
p2 R2* . m2 J 2
d m2
dt
d lk
m2
dt
( F2' Fc )
Fc (rkp . lk .tg
F2' (rkp lk tg
2
2
)2
)2
Với Fc 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,
lk là độ dài vùng nhiễu xoáy cũng ở chế độ như vậy, R2* là hệ số sức cản khí
động của đường ống ra của buồng tạo hỗn hợp R2* 2a2* .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 ( 0) khi hệ số tổn thất ở phần mở
rộng ứng với góc mở của dòng 1 nhận được:
S
m 1
F' 1
22
F2 Fkp F2 F2'
(2.1.19)
Giá trị 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:
2 .m2 .tg
2 1 1
F ' Fkp
F2
2
F2'
Vì F2' Fkp nên 0
Giải hệ phương trình năng lượng nhận được phương trình vi phân cấp
2 tuyến tính thuần nhất:
d 2 lk R2* S d lk
lk 0 (2.1.20)
2
dt
J2
dt
.J 2 .( F Fc )
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:
(
lk lk .e
R*2 S
).t
2. J 2
.sin(t 0 )
Với o (rad) là góc pha ban đầu xác định từ điều kiện biên; (Hz) là tần
số dao động góc; lk là biên độ dao động kích thước nhiễu; S là hệ số sức cản
vi phân ở vị trí kết thúc nhiễu; R*2 là hệ số sức cản tuyến tính trên cửa ra
buồng tạo hỗn hợp.
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 lK theo thời gian. Hệ số của thành
phần d lK / dt thể hiện điều kiện ổn định của dòng chảy. Để dao động là tắt
dần, tức dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp là ổn định dưới tác động của nhiễu
R*2 S
S
*
*
thì:
0 . Vì J2 < 0 nên (R2 - S) > 0 nên R2 > S hoặc * 1 . Kết hợp
R2
2.J 2
với biểu thức (2.1.18) và (2.1.19) ta được:
1 F2' 1
2 1 (2.1.21)
2.a2* . .F2' Fc F2 F2'
1
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
R2* S
0 dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp sẽ trở nên mất ổn
J2
định dưới tác động của nhiễu xoáy, điều kiện mất ổn định là R2* S hoặc
S
1 hay:
R2*
1 F2' 1
2 1 (2.1.22)
2.a2* . .F2' Fc F2 F2'
1
Biểu thức (2.1.22) xác định dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp là mất
ổn định khi hệ số sức cản khí động tại đường ống ra R2* của buồng tạo hỗn
hợp nhỏ hơn sức cản vi phân S ở vị trí kết thúc nhiễu xoáy.
24
Khi
R2* S
0 dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp sẽ nằm trong giới
J2
hạn ổn định dưới tác động của nhiễu xoáy, điều kiện dòng chảy ở giới hạn ổn
định là R2* S hoặc
S
1 , hay:
R2*
1 F2' 1
2 1 (2.1.23)
2.a2* . .F2' Fc F2 F2'
1
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:
- Điều kiện dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp là ổn định:
S
1
R *2
- Điều kiện dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp không ổn định:
S
1
R *2
- Điều kiện dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp ở giới hạn ổn định:
S
1
R* 2
1 (1 ) ( 2 0 (1
l2
tg xd ) 4 )
rkp
2.a*2 . .( 0 .Fkp ) 2
Với a*2 là hệ số cản thủy lực trên cửa ra buồng tạo hỗn hợp; xd là góc
mở ứng với dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp ở giới hạn ổn định; là
thông số nhiễu.
Nhận thấy rằng khi các kích thước hình học không thay đổi, tỷ số
S
R*2
phụ thuộc vào hai thông số và a*2 . Khi xd dòng là không ổn định, khi
xd dòng là ổn định. Khi giảm a*2 đến giá trị nào đó, dòng có thể đang từ
25
giới hạn ổn định chuyển sang không ổn định hoặc nếu dòng là không ổn định
nếu tăng a*2 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:
f
m
2 .0 .Fkp
m2 .tg
3
2 2 .J 2 .( 0 .Fkp )
3
.B( )
2
Trong đó B( ) (1 1 ). 4 1 1
2.3. Giải pháp nâng cao tính ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn
hợp 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 phẳng 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 y1 và y2 . Bề mặt giới hạn
của dòng khí cách bề mặt không bị nhiễu của giải nhiên liệu một đoạn y ' .
Dòng khí không ổn định chuyển động dưới dạng sóng hình sin gây ra tốc độ
cục của dòng khí theo phương y có dạng :
26
Hình 2.1. Sự tương tác của dải nhiên liệu phun với dòng khí 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 y ' so với
kích thước lỗ vòi phun nên giả thiết rằng các dòng nhiên liệu phun ra từ các
vòi phun hoạt động độc lập với nhau trong môi trường dòng khí. Nhờ 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.
Để tính các lực tác động lên bề mặt dải nhiên liệu phun, xét một phân
tố chiều dài dx.
Ta có:
Wy
2
(2.3.1.1)
t yt
Với
(2.3.1.2)
y
Ở đây là độ lệch của dòng khí tính theo bề mặt không bị nhiễu, là
nguyên hàm hàm thế .
27
Theo Euler, gradien áp suất của dòng khí có quan hệ với sự biến thiên
vận tốc dọc theo trục y:
1 p Wy
3
(2.3.1.3)
y
t
yt 2
Dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp có tốc độ ứng với số Mach M < 0,3
nên xem dòng là không bị nén ( const). Tích phân phương trình (2.3.1.3)
nhận được:
p
2
(2.3.1.4)
t 2
Quan hệ giữa gradien áp suất và sự biến thiên tốc độ của dòng khí dọc
theo trục x là:
1 p Wx
(2.3.1.5)
x
t
Tích phân phương trình (2.3.1.5) và từ phương trình (2.3.1.4) nhận
được:
Wx
2
(2.3.1.6)
tx
Khi bỏ qua tính nén chuyển động của dòng khí trong buồng tạo hỗn
hợp là chuyển động thế với hàm thế được xác định bởi hàm Laplace:
2 2
0 (2.3.1.7)
x 2 y 2
Với
(2.3.1.8) là hàm dòng của dòng khí có dạng hình sin và
t
chuyển động dọc theo trục x có vận tốc Wx :
ein ( x W t ) (2.3.1.9)
x
28
Với ( y ) là biên độ của hàm dòng, n
2
là số sóng, là bước
sóng.
Từ phương trình (2.3.1.9) và phương trình (2.3.1.7) nhận được:
2 2 2
(i.n) 2 0 (2.3.1.10)
x 2 y 2 y 2
Nghiệm của phương trình (2.3.1.10) có dạng:
0ei (in ) y (2.3.1.11)
Kết hợp phương trình (2.3.1.9) và (2.3.1.11) nhận được:
0ei (in ) y ein ( x W t ) (2.3.1.12)
x
Thay vào phương trình (2.3.1.8) và tích phân hàm nhận được:
0
(in) Wx
ein ( x Wxt ) ei (in ) y (2.3.1.13)
Đồng thời từ phương trình (2.3.1.2) xác định được hàm độ lệch :
i (in)0 in ( x Wxt ) i ( in ) y
i
e
e
0 ein ( x Wx t ) ei (in ) y (2.3.1.14)
y
(in) Wx
Vx
Kết hợp phương trình (2.3.1.4) và phương trình (2.3.1.13) nhận được
giá trị áp suất của dòng khí lên bề mặt dải nhiên liệu:
p .
i
2
(inWx0 ein ( x Wxt ) ei ( in ) y ) nWx2 0 ein ( x Wxt ) ei ( in ) y (2.3.1.15)
2
t
Wx
Từ phương trình (2.3.1.14) và (2.3.1.15) nhận được:
p Wx2 n (2.3.1.16)
29
Lực do áp suất tác động lên phân tố diện tích ds z.dx ở bề mặt trên và
bề mặt dưới của dải nhiên liệu theo phương trình (2.3.1.16) lần lượt là:
Fpt nWx2 zdx
Với Fpt là lực do áp suất dòng khí tác động lên một phân tố diện tích bề
mặt trên dải nhiên liệu. Độ lệch tính từ trục x là y1, độ lệch tính từ điểm
không bị nhiễu là y y1
h
, do đó:
2
h
Fpt nWx2 ( y1 ).zdx nWx2 y.zdx
2
Nếu 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
Fpd nWx2 ( y2 ) zdx nWx2 ( y ) zdx nWx2 yzdx
2
Ở đây: y y2 h2
Vậy tổng lực áp suất tác động lên bề mặt trên và dưới của một phân tố
diện tích dải nhiên liệu là:
Fp Fpd Fpt 2 nWx2 y.zdx (2.3.1.17)
Lực căng bề mặt trên chiều dài dx là:
y
2 y
F (2 z ).dx 2 .z 2 .dx (2.3.1.18)
x
x
x
Lực quán tính gây ra bởi sự thay đổi mô men động lượng của phân tố
nhiên liệu được xác định bởi:
Fqt
y
2 y h y
( nl zhdx ) nl .(h 2 . ) zdx (2.3.1.19)
t
t
t
t t
30
Ở đây Fqt là lực quán tính của phân tố nhiên liệu trên chiều dài dx, h là
độ dày của dải nhiên liệu phun, nl là mật độ của nhiên liệu.
Khai triển ta được:
Fqt nl .h.
2 y
.zdx (2.3.1.20)
t 2
Tương tự nhận được lực nhớt:
F .h.
3 y
.zdx (2.3.1.21)
t x 2
Lực tổng hợp tác dụng lên phân tố dải nhiên liệu:
Fz F F Fqt F (2.3.1.22)
Điều kiện cân bằng cho một phân tố dải nhiên liệu dưới tác động của
dòng khí là Fz = 0. Thay các giá trị F , F , Fqt , F vào phương trình (2.3.1.22)
và cho bằng 0 ta nhận được:
2 nWx2 y 2
2 y
2 y
3 y
h
h
0 (2.3.1.23)
nl
x 2
t 2
t x 2
Dòng khí bị nhiễu mất ổn định dao động dưới dạng hình sin dọc theo
trục x được mô tả bởi phương trình:
y T sin(nx ) (2.3.1.24)
Với T là biên độ dao động của dòng khí dọc theo chiều dài buồng tạo
hỗn hợp buồng đốt tăng lực, biên độ T là một hàm phụ thuộc vào thời gian T
= T(t), n là số sóng, là góc pha ban đầu.
31
Tính các giá trị
2 y 2 y 3 y
từ phương trình (2.3.1.24) sau đó thay
,
,
x 2 t 2 t x 2
vào phương trình (2.3.1.23) ta nhận được:
2 nWx2 .T 2 n 2 T nl .h.
2T
T
hn 2
0 (2.3.1.25)
2
t
t
Gọi f ln(T/ T0 ) (2.3.1.26) là mức gia tăng biên độ ở thời điểm t thì:
T T0 .et với T0 là biên độ dao động tại thời điểm t = 0. Thay T từ phương trình
(2.3.1.26) vào phương trình (2.3.1.25) và lấy đạo hàm nhận được:
2
f
f
2 .nW
. x2 2 n 2 nl .h. hn 2
0 (2.3.1.27)
t
t
Gọi q
f
là tốc độ gia tăng biên độ dao động của dòng khí, từ phương
t
trình (2.3.2.27) nhận được:
2. .nW
. x2 2. .n 2 nl .h.q 2 .h.n 2 .q 0 (2.3.1.28)
Phương trình (2.3.1.28) cho phép xác định số sóng n và tốc độ gia tăng
biên độ q của dòng khí mất ổn định khi tương tác với dải nhiên liệu.
2.3.2. Sự phân rã của dòng nhiên liệu phun và kích thước giọt nhiên liệu
Dòng nhiên liệu được phun ra khỏi vòi phun lỗ đơn, các phân tử nhiên
liệu một số chuyển động theo dòng, một số khác chuyển động theo phương
ngang. Sự phân rã dòng nhiên liệu theo vòi phun được trình bày trên hình 2.2.
Dải nhiên liệu phun chuyển động với quỹ đạo hình sin. Khi nào biên độ dao
động đạt được giá trị tới hạn thì dải nhiên liệu bị xé rách tại những điểm lồi
lõm, bị vỡ ra thành các phân rải có chiều dài bằng nửa độ dài bước sóng / 2 .
Sau đó bị co lại bởi ứng lực bề mặt và chuyển thành sợi, các sợi nhiên liệu
32
này lại bị tác động bởi các sóng lan truyền theo phương ngang rồi bị bẻ vụn,
vỡ ra và hình thành các giọt nhiên liệu .
Hình 2.2. Sự phân rã của dải nhiên liệu phun dưới tác động của dòng khí
không ổn định trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực
Để tính toán kích thước giọt nhiên liệu có thể xem sợi phân dải nhiên
liệu tương đương với sợi dạng hình trụ đường kính Dx. Gọi bề rộng phân dải
là lz, bề dày là h (như hình 2.2). Khi đó khối lượng nhiên liệu chứa trong thể
tích sợi hình trụ là:
nl .Vz nl .
Dz2
4
.lz (2.3.2.1)
Ở đây Vz là thể tích phân dải nhiên liệu, Dz là đường kính sợi phân dải
nhiên liệu.
Lượng nhiên liệu này cũng là lượng nhiên liệu chứa trong phần thể tích
thực của phân dải xác định theo các kích thước nửa chiều dài bước sóng và bề
dày h tại thời điểm bẻ gãy:
nl .Vz nl . .h.l z (2.3.2.2)
2
Theo phương trình cân bằng khối lượng, từ (2.3.1.1) và (2.3.1.2) nhận được:
33
nl .
Dz2
.l z nl . .h.lz (2.3.2.3)
4
2
Hay Dz2
4
4h
4h
.h
2
2 / n
Nhận được: Dz
4h
(2.3.2.4)
n
Giá trị h và n được xác định từ phương trình (2.3.1.28). Trong trường
hợp đơn giản, bỏ qua tính nhớt của nhiên liệu 0 , từ phương trình
(2.31.28) nhận được:
2. .nV
. x2 2. .n 2 nl .h.q 2 0
Do đó q h 1/2 .
2
nl
( .Wx2 .n .n 2 ) (2.3.2.5)
Nếu 0 tức là kể đến tính nhớt của nhiên liệu thì giải phương trình
(2.3.1.28) với đầy đủ các thành phần lực, mối quan hệ giữa mức gia tăng biên
độ f và số sóng n trong trường hợp không tính đến nhớt và tính đến nhớt được
trình bày trên hình 2.3:
34
f
Chất lỏng không nhớt
Chất lỏng nhớt
o
n
n1
Hình 2.3. Mối quan hệ giữa tốc độ gia tăng biên độ và số sóng
của chất lỏng nhớt và không nhớt
Nhận thấy ở miền số sóng nhỏ (0 < n < n1) mối quan hệ của mức gia
tăng biên độ f với số sóng n của dòng khí tác động vào dải nhiên liệu nhớt và
không nhớt là như nhau, hiệu quả nhớt chỉ phát huy khi số sóng n có giá trị
lớn (n > n1). 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 cứu 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:
f
2
nl
t
2
x
( .W .n .n
2)
h
1/2
dt (2.3.2.6)
0
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
.Wx2
(2.3.2.7)
2
Thay n vào phương trình (2.3.2.5) nhận được giá trị tốc độ gia tăng biên
độ lớn nhất:
q
.Wx2
(2.3.2.8)
2 nl . .h
Đồng thời thay n từ phương trình (2.3.2.7) vào phương trình (2.3.2.6) ta
được:
f
.Wx2 t 1/ 2
h dt (2.3.2.9)
2 nl . 0
Để đặc trưng 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:
f
2 .Wx2 .t
(2.3.2.10)
3 2. nl . .h
Thay t = k/h vào phương trình (2.3.2.10) nhận được:
f
2 .Wx2 .t
2 k . .Wx2
2 k . .Wx2
(2.3.2.11)
3 2 nl . .h 3 h. 2. nl . h 3 2. nl . h3
Rút h từ phương trình (2.3.2.11) nhận được:
h
3
2 2 .Wx4 .k 2
(2.3.2.12)
9 nl . . f 2
Thay n và h từ các phương trình (2.3.2.7), (2.3.2.12) vào phương trình
(2.3.2.4) nhận được:
36
1/6
16 2 k 2
Dz 2
2
2
9 nl f Wx
(2.3.2.13)
Tại thời điểm phân rã đối với nhiên liệu, mức gia tăng biên độ f có giá
trị không đổi là f = 12. Thay k và f vào phương trình (2.3.2.13) nhận được:
1/6
2 .K 2
Dz 2
4
81. nl .Wx
(2.3.2.14)
Giai đoạn cuối của sự phân rã dải nhiên liệu, giọt nhiên liệu được hình
thành, đường kính giọt Dg được xác định:
Dg
3
2 2
Dz (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:
1/3
16 3 k 2
Dg 3 16 4
2
10
9 nl f Wx
(2.3.2.16)
Thay f = 12 và k = K/Vx vào phương trình (2.3.2.16) nhận được:
1/9
1/3
1 5K 2
16
Dg
. 4/3 4
3 Wx 3 nlWx
(2.3.2.17)
Phương trình (2.3.2.17) xác định đường kính giọt nhiên liệu bị phân rã
dưới tác động của dòng khí không ổn định trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt
tăng lực động cơ turbine phản lực.
37
2.3.3. Tính kích thước giọt nhiên liệu trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt
tăng lực động cơ P25.300
Theo các số liệu kỹ thuật, động cơ P25.300 có vòi phun với đường kính
dvp = 1,5 mm; áp suất phun p = 40 kg/cm2 . Đường kính giọt nhiên liệu lớn
nhất được hình thành dưới tác động của dòng khí mất ổn định trong buồng tạo
hỗn hợp xác định theo công thức (2.3.2.17) là Dg = 1,3133.10-4m = 131,3 m .
Trong môi trường dòng khí ổn định, công thức tính đường kính giọt
nhiên liệu có dạng:
Dg .o
2
3 3 .rvp
.
3
p
4
ở đây Dg..o (m) là đường kính giọt trung bình khi phun vào dòng khí ổn định;
rvp (m) là bán kính vòi phun; p (N/m2) là áp suất phun.
Đường kính giọt trung bình tính theo công thức trên là:
Dg.o = 1,8527.10-4 m = 185,27 m .
Để so sánh ta lập các tỷ số:
Dg
Dg .o
131,3
.100% 70,8%
185, 27
2.4. Kết luận chương 2
Phương pháp tăng lực cho động cơ bằng cách bố trí buồng đốt tăng lực
sau turbine là phương pháp được sử dụng phổ biến nhất trong các loại động
cơ turbine phản lực. Đó là việc đốt bổ sung nhiên liệu sau turbine nhằm tăng
thêm lực đẩy cho động cơ khi buồng đốt chính đã làm việc hết công suất. Tuy
nhiên do dòng khí chảy vào buồng đốt tăng lực đã cháy một lần trong buồng
đốt chính nên lượng ôxy không còn nhiều, gây khó khăn cho việc đốt cháy
hoàn toàn, cháy ổn định và làm việc tin cậy trong mọi điều kiện bay. Để đạt
38
được quá trình cháy ổn định với năng suất, hiệu suất cao đòi hỏi quá trình
phun và hòa trộn nhiên liệu với dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp phải tạo
được hỗn hợp cháy lý tưởng với giá trị hệ số không khí dư thích hợp từ
1,1 1,5 . Tăng cường quá trình tạo hỗn hợp cháy cho buồng đốt tăng lực được
nghiên cứu cả về lý thuyết lẫn thực nghiệm. Bằng thực nghiệm đã tạo ra
buồng đốt tăng lực hoàn chỉnh ở một chế độ cháy xác lập, khi thay đổi chế độ
làm việc vẫn còn xuất hiện sự cháy không ổn định.
Với quan niệm sự không ổn định của dòng khí tăng cường trao đổi
nhiệt khối trong dòng đã giải được việc hình thành giọt nhiên liệu từ vòi phun
lỗ đơn trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực.
Dòng khí không ổn định tác động mạnh hơn so với dòng khí ổn định để
làm phân rã dải nhiên liệu. Dòng khí không ổn định trong buồng tạo hỗn hợp
tạo giọt nhiên liệu có kích thước nhỏ hơn, chỉ bằng 70,8% so với trường hợp
dòng khí ổn định, làm tăng nhanh khả năng bay hơi, nâng cao chất lượng tạo
hỗn hợp trong buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực.
39
PHẦN KẾT LUẬN
Khóa luận tìm hiểu mô hình cấu trúc buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng
lực động cơ turbine phản lực có dạng cấu trúc ống Venturi có tiết lưu đầu vào
và tiết lưu đầu ra, nhận thấy với mô hình này việc giải bài toán về tính ổn định
của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp đơn giản hơn. Giải pháp tối ưu cho đến
thời điểm hiện nay để nâng cao tính ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn
hợp là thay đổi góc mở rộng dần trong phần mở rộng dần của buồng tạo hỗn
hợp từ đó làm thay đổi cấu trúc dòng chảy trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt
tăng lực động cơ turbine phản lực. Dòng khí tạo ra sẽ là dòng không ổn định
góp phần thúc đẩy nhanh sự phân rã và bay hơi của nhiên liệu phun và tạo
hỗn hợp cháy tốt hơn. Nhiên liệu phun ra trong môi trường dòng khí không ổn
định có kích thước giọt nhỏ hơn kích thước giọt nhiên liệu nhận được khi
phun trong môi trường dòng khí ổn định.
Nhằm tăng cường quá trình tạo hỗn hợp đảm bảo ổn định cháy và nâng
cao hiệu suất cháy trong buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực cần
thiết kế phần mở rộng của buồng tạo hỗn hợp có góc mở xd (1 2)o trên
cơ sở tạo ra dòng khí chảy trong buồng là dòng không ổn định nhưng không
hình thành luồng phụt, không tồn tại sự đứt dòng, đảm bảo khả năng phục hồi
áp suất cao khi thực hiện hãm dòng trong buồng tạo hỗn hợp.
40
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1.
Lê Công Cát (2003), Kỹ thuật nhiệt, NXB HVKTQS.
2.
Lê Công Cát (1974), Cơ sở nhiệt khí động lực, NXB HVKTQS.
3.
Đặng Quốc Phú, Trần Thế Sơn, Trần Văn Phú (1999), Truyền
nhiệt, NXB GD.
4.
Phạm Minh Tuấn (1999), Động cơ đốt trong, NXB Khoa học Kỹ
thuật.
41
[...]... - TỔNG QUAN VỀ TÍNH ỔN ĐỊNH CỦA DÒNG KHÍ TRONG BUỒNG TẠO HỖN HỢP BUỒNG ĐỐT TĂNG LỰC ĐỘNG CƠ TURBINE PHẢN LỰC 1.1 Mô hình buồng tạo hỗn hợp 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 hợp trong động cơ turbine phản lực một luồng, buồng tạo hỗn hợp trong động cơ turbine... 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 ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp động cơ P25.300 (a) và động cơ J85 (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 Ở góc mở thiết kế 14o , dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ tk... 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 hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực 1.2 Đặc điểm làm việc của buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực Động cơ turbine phản lực là kiểu đơn giản nhất và cổ 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 Nếu dòng nhiễu phát triển gia tăng về độ lớn biên độ thì dòng khí mất ổn định Ngược lại, nếu dòng nhiễu bị tiêu tán trong dòng cơ bản thì dòng khí được coi là dòng ổn định Đồ thị vùng ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng. .. riêng của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp tăng lên Kết 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 số 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) Ảnh hưởng của sức cản thủy lực. .. với tính khoa học cao đã được ứng dụng trong nhiều ngành và thu được những kết quả to lớn Kết 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 ỔN ĐỊNH CỦA DÒNG KHÍ TRONG BUỒNG TẠO HỖN HỢP BUỒNG ĐỐT TĂNG LỰC ĐỘNG CƠ TURBINE PHẢN... (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: - Điều kiện dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp là ổn định: S 1 R *2 - Điều kiện dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp không ổn định: S 1 R *2 - Điều kiện dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp ở... buồng tạo hỗn hợp trong động cơ turbine phản lực hai luồng, buồng tạo hỗn hợp có dòng chảy ngược… Nguyên lý cấu trúc của buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực như trên hình 1.1a và được mô hình hóa như hình 1.1b: Hình 1.1 Nguyên lý cấu trúc (a) và mô phỏng (b) của buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực Buồng tạo hỗn hợp cấu trúc gồm hai phần: phần đầu có... sém vỏ buồng đốt Những 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 Ổn 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 Vấn 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... nhiệt động học, truyền nhiệt, truyền chất Những lĩnh vực này ảnh hưởng trực tiếp đến quá trình tạo hỗn hợp nhiên liệu không khí trong buồng tạo hỗn hợp Đề tài tìm hiểu tính ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực và các giải pháp đảm bảo sự ổn định cháy thông qua việc nâng cao chất lượng quá trình tạo hỗn hợp cháy Lý thuyết dòng nhiễu, thuyết ổn định khí động, ổn định nhiệt động ... cứu - Nghiên cứu tổng quan tính ổn 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. .. (b) buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động turbine phản lực Mô hình dòng chảy buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động turbine phản lực Động turbine phản lực có buồng đốt tăng lực Sơ đồ động. .. nghiên cứu PHẦN NỘI DUNG Chương - TỔNG QUAN VỀ TÍNH ỔN ĐỊNH CỦA DÒNG KHÍ TRONG BUỒNG TẠO HỖN HỢP BUỒNG ĐỐT TĂNG LỰC ĐỘNG CƠ TURBINE PHẢN LỰC 1.1 Mô hình buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động
Ngày đăng: 16/10/2015, 16:14
Xem thêm: Nghiên cứu tính ổn định của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ turbin phản lực