3. Г етерогенные течения в ракетных двигателях

Присутствие дисперсной примеси в потоках продуктов сгорания да­же при незначительной концентрации последней может приводить к неже­лательным последствиям для тракта двигателя. Вследствие этого изучение такого рода течений и построение методов расчета гетерогенных сред в РДТТ приобретает чрезвычайную актуальность.

Присутствие твердых частиц может приводить к значительному (по­рой многократному) увеличению тепловых потоков, а также к эрозионно­му износу обтекаемой поверхности. Эти явления обусловлены совместным действием целого ряда причин, среди которых изменение структуры тече­ния набегающего на тело потока, а также характеристик пограничного слоя, развивающегося на обтекаемом теле, соударения частиц с поверхно­стью, изменение шероховатости поверхности и многое другое. Интенсив­ность процессов, сопутствующих обтеканию тел гетерогенными потоками, зависит от инерционности и концентрации частиц. Следует отметить, что инерционность частиц напрямую определяется геометрией и параметрами течения и может изменяться дня одних и тех же частиц в очень широких пределах. Наличие различных характерных времен (длин) несущего потока (вблизи критической точки обтекаемого тела, вдоль его поверхности, соб­ственно турбулентных масштабов и т.д.) сильно осложняют изучение та­ких потоков и обобщение данных. Что касается концентрации частиц, то ее значение может многократно превышать «исходное» значение в невозму­щенном потоке из-за резкого торможения потока при приближении к телу, взаимодействия частиц со стенкой, а также межчастичных столкновений. При движении частиц вдоль поверхности тела в пограничном слое, где имеются значительные градиенты скорости и температуры (в случае не­изотермического течения), их распределение зачастую носит сложный ха­рактер, а концентрация также превышает свое значение в набегающем на тело потоке.

Добавление в турбулентный ноток (и без того сложный) дисперсной примеси в виде частиц сильно осложняет картину течения. Прежде всего это связано с большим разнообразием свойств вводимых частиц, которое приводит к реализации многочисленных режимов течения газовзвеси. Ва­рьирование концентрации частиц — основной экстенсивной характеристи­ки гетерогенных потоков — позволяет не только изменять количественно параметры исходного течения и движения частиц, но приводить и к его ка­чественной перестройке (например, переходу ламинарного режима течения в турбулентное, а также к обратному эффекту, т.е. реламинаризации тече­ния). Вследствие этого методы экспериментальных и теоретических иссле­дований, используемые в классической механике однофазных сплошных сред, зачастую не могут быт ь использованы для изучения гетерогенных потоков в принципе. Имеющиеся экспериментальные данные зачастую но­сят отрывочный и противоречивый характер, а физические представления и развитые математические модели не могут быть признаны удовлетвори­тельными. Сказанное выше сдерживает развитие механики гетерогенных сред. Несмотря на это, потребности практики и логика развития науки настойчиво требуют постоянного совершенствования теории гетерогенных течений.

К основным задачам изучения обтекания тел гетерогенными потока­ми относятся: 1) исследование движения частиц и определение их траекто­рий; 2) установление влияния частиц на течение газа; 3) исследование про­цессов взаимодействия частиц с обтекаемой поверхностью, включая эро­зию материала.

Движение продуктов смесевых топлив по тракту РДТТ

Предположим что перед входом в дозвуковую часть сопла газовой и k-фазы движутся с одинаковой скоростью. На периферийной части поток перед входом в дозвуковую часть сопла тормозится и разворачивает дви­жение вдоль стенок сопла, но тяжелые частицы k-фазы не успевают затор­мозить и развернуться, потому ударяются в стенку конической части входа в сопло и часть из них прилипает к поверхности за счет охлаждения, при этом если конструкция не имеет теплозащиты в этой зоне, то может про­изойти прогар стенки (разрушение) за счет высокой температуры и меха­нического воздействия. При дальнейшем движении по соплу в зоне крити­ческого сечения газовый поток вновь разворачивается и продолжает дви­жение вдоль сопла, а твердые частицы образуют уплотнительную зону около оси сопла. По мере дальнейшего течения по сверхзвуковой части сопла, частицы k-фазы увлекаются потоком газа и разворачиваются в сто­рону периферийной части сопла и если сопло профилированное и доста­точно длинное, эти частицы вновь ударяются в стенку сопла в зоне выход­ного сечения и могут приводить к разрушению сопла в сверхзвуковой вы­ходной части. В связи с этим при проектирование сопел для смесевых топ­лив необходимо учитывать эти явления и тщательно профилировать боль­шими радиусами дозвуковую часть сопла, сглаживая все углы. Так же необходимо обеспечивать теплозащиту вероятных зон взаимодействия ча­стиц с конструкцией. Не использовать длинные профилированные сопла, а по возможности укороченные.

В общем случае частицы k-фазы могут иметь произвольную форму. Для продуктов сгорания смесевых топлив частицы k-фазы имеют высокую температуру и могут находиться в расплавленном состоянии, их форма близка к сферической. Поэтому в дальнейшем при составлении движения гетерогенного потока будем использовать допущение о сферичности ча­стиц k-фазы. Расчет же несферической формы (удлиненной или игольча­той ) чрезвычайно сложен, поэтому и моделирование этих частиц сложно.

Расчет сил между k-фазой и газовой фазой

Необходимо определить силу, действующую на сферическую части­цу при относительном ее движении в потоке газа. Если скорости частиц и газа одинаковы, то такая скорость равна нулю.

Относительная скорость газа: V₀ = V_r - V_K

Vr

Рис.1. Схема обтекания частицы к-фазы

Так как плотность материала k-фазы намного выше плотности газа на несколько порядков, то инерционность частички будет значительно выше инерционности газовой фазы в связи с этим, там, где газовый поток ускоряется, частички k-фазы будут отставать, а в зонах торможения наобо­рот будут опережать газовый поток (рис.2).

Рис. 2. Схема смешения потоков

На рисунке 3 показано обтекание цилиндра гетерогенным потоком частицами различного размера, хорошо иллюстрирующее влияние инерци­онности частиц на траектории их движения. Эти особенности течения поз­воляют спрогнозировать характер движения к-фазы в двигателе. На рисун­ке 4 показана схема движения частиц по тракту двигателя.

Рис.3. Траектории частиц диаметром 10 мкм при поперечном потенциаль­ном обтекании цилиндра гетерогенным потоком частицами с плотностью р= 1400 кг/м со скоростью U = 6 м/с при различных диметрах частиц:

а) 10 мкм; б) 20 мкм; в) 100 мкм

зона налипания к-фазы

Рис. 4. Схема движения частиц к-фазы по тракту двигателя

Из рисунков следует, что тракт двигателей на смесевых топливах в зонах разворота потока продуктов сгорания, сопла двигателей (особенно в зоне выходного сечения) подвергаются очень интенсивному абразивному износу. На степень износа влияют, главным образом, материал сопла, ма­териал частиц и скорость движения частиц.

В общем случае силы, действующие на частицу, определяются отно­сительной скоростью, диаметром частицы, плотностью газа обтекающий частицу и характером течения (ламинарное и турбулентное). Необходимо учитывать, что характер течения ламинарный или турбулентный, опреде­ляется абсолютной скоростью газа и внешним условиями течения, т.к. сам поток еще до встречи с частицей может быть турбулентным. Т.к. во внут­ренних течениях (камере РДТТ) мы имеем дело с турбулентными потока­ми (течениями), будем рассматривать именно этот вариант. Сила склады­вается из нескольких составляющих:

F _— F + F + F

к лобового_ сопротивления тр кр

Максимальная сила ^F_no6oeozo_сопротиештя, а остальным будем пренебре­гать или учитывать их коэффициент, или учитывать их для сферической формы.

P • S • V⁷

г

F_k —^m C

в m

2

С_х - коэффициент лобового сопротивления, он учитывает форму те­ла, характеризующую течения и дополнительные силы.

Fk — 1 •XP. •s²V2 -Vk|•(Vr -Vk)• C,

Для определения Сх могут быть проведены экспериментальные ис­следования или теоретические расчеты. Такие исследования проведены и получены следующие зависимости:

С =

>

R =

e

4,3(^gR_e )"²,700< R_e <2000 V • D p• V • D

24 4

— + —^,0<Re < 700

R R^{03 e}

<

v и

Данная величина силы должна добавляться со знаком минус для га­зовой фазы, и со знаком плюс для k-фазы.

3. Профилирование сопел для двухфазных продуктов сгорания

В настоящее время в РДТТ широко применяются топлива с добавкой металлов. Применение металлов в качестве компонентов ракетного топли­ва может обеспечить увеличение удельного импульса, связанное с высокой теплотой горения металла, а также с уменьшением молекулярной массы

T

продуктов сгорания( i = ). А также при добавке металлов повышает-

V И

ся плотность топлива. Продукты сгорания металла в камере двигателя находятся в конденсированной фазе. Поэтому при работе двигателей на металлосодержащих топливах продукты сгорания представляют собой двухфазное рабочее тело - смесь газа и конденсированных частиц.

При течении в сопле ускорение частиц происходит лишь под действи­ем аэродинамических сил, возникающих при обтекании их газом. Поэтому при течении двухфазных потоков в сопле всегда имеет место отставание частиц по скорости <а_т. Понижение температуры частиц происходит

лишь вследствие теплообмена с газом, поэтому Т_ч > Т. Таким образом при двухфазном течении происходит обмен количеством движения и энер­гией между конденсированными частицами и газом. Скоростная неравно- весность двухфазного течения в сопле (< о_г) является основной причи­ной дополнительных потерь удельного импульса в сопле; наличие темпе­ратурной неравновесности на потери удельного импульса влияет в гораздо меньшей степени, к тому же благодаря теплообмену между конденсиро­ванными частицами и газом частично восполняются затраты тепловой энергии газового потока на разгон частиц конденсированной фазы.

Задача профилирования сопла для случая течения двухфазных про­дуктов сгорания, как и для гомогенных, заключается в отыскании контура с наибольшим удельным импульсом. Усложнение задачи состоит, во- первых, в необходимости применять более сложную по сравнению с вари­антом гомогенных продуктов сгорания систему уравнений. Во-вторых, по­тери удельного импульса, обусловленные запаздыванием частиц, зависят от геометрии сужающейся части и горловины сопла. Наконец, эксперимен­тальные и расчетные данные указывают на возможность попадания частиц на концевой участок профилированного сопла, что приводит к дополни­

тельным потерям удельного импульса и должно приниматься во внимание при выборе контура. Кроме того, попадание частиц на концевой участок сопла может привести к его разрушению.

Решение вариационной задачи поиска оптимального для двухфазных неравновесных течений контура сопла показывает, что в случае оптималь­ного профиля потери удельного импульса из-за запаздывания частиц на 30% меньше по сравнению с потерями в сопле, контур которого построен для гомогенных продуктов. При этом сопло имеет необычную конфигура­цию: короткий вход и сильно вытянутую горловину. Последнее связано с необходимостью уменьшения максимального градиента скорости и пере­мещения зоны наибольшего отставания в сужающуюся часть.

Рис. 5. Элементы профиля сопла для двухфазных продуктов сгорания

Рассмотрим основные выводы исследований по выбору оптимального профиля. В случае двухфазного течения может быть рассчитано поле тече­ния равновесной двухфазной смеси, и затем в полученном поле параметров газовой фазы рассчитываются траектории частиц. Это дает возможность приближенно определить интенсивность выноса частиц на стенку сужаю­щейся части соответствующим образом подкорректировать контуры, что­бы избежать выноса частиц. Одновременно вычисляются параметры газо­вой и к-фазы в сечении х_о, в котором скорость газа превышает местную скорость звука в газе. Очертание дозвуковой части может быть выбрано, как это делается для гомогенных продуктов сгорания, либо на основе кон­структивных соображений. При этом учитывается, что удлинение области горловины не оказывает существенного влияния на снижение двухфазных потерь вследствие коагуляции (слияния) частиц, а потери из-за трения воз­растают. Радиус R выбирается возможно более меньшим из условий обеспечения безотрывного течения и стойкости конструкционных матери­алов.

Для расчета неравновесного двухфазного течения в сверхзвуковой ча­сти сопла применяется модифицированный метод характеристик, который позволяет рассчитывать параметры потока в сечениях х сопла последова­тельно, начиная с сечения х_о. Строится оптимальное укороченное сопло для газа, параметры которого совпадают с параметрами равновесной двух­фазной смеси, и с помощью расчетного определения удельного импульса для любых выбранных углов в_х ,0₂, обеспечивающих максимальный удельный импульс.

В результате серии расчетов неравновесных двухфазных течений для случая ё=1...10мкм были получены (^ ,#₂)_опт. Оказалось, что полученные контуры совпадают с контурами, оптимальными для равновесной двух­фазной смеси. Этот результат позволяет использовать разработанные для гомогенных продуктов сгорания методы профилирования сопел и для двухфазных смесей. Другой существенный результат состоит в установле­нии слабого изменения уд. импульса при значительном отклонении пара­метров контура (0J ,#₂) от оптимальных. Так для одного из расчетов были

получены оптимальные значения в_х = 25⁰ ,#₂ = 8°. Варьирование в_х в диа­пазоне 17-30° уменьшает уд. импульс на 0,02-0,03%, а варьирование (раз­дельное) 0₂ в диапазоне 4-12^о уменьшает уд. импульс на 0,1%.

Для выбора профиля, оптимального при учете всех рассмотренных факторов, требуется проведение численных экспериментов, позволяющих количественно оценить роль каждого из них.

Течение с частицами в области критической точки тела

Для анализа физических процессов, происходящих в области лобо­вой точки обтекаемого гетерогенным потоком тела, необходимо знание распределений скоростей, температур (в случае неизотермического тече­ния) и концентрации частиц. На рис. 6 представлена классификация воз­можных режимов обтекания гетерогенным потоком.

Важной интегральной характеристикой гетерогенных течений при обтекании тел является коэффициент осаждения (улавливания) частиц. Данный коэффициент представляет собой отношение претерпевших со­ударение с телом частиц к числу частиц, которые могли с ним столкнуться, если бы их линии тока представляли прямые линии.

В случае осесимметричного течения (например, при обтекании сфе­ры), когда размер частиц пренебрежимо мал по сравнению с размером те­ла, частицы равномерно распределены в набегающем потоке, а траектории их движения симметричны, коэффициент осаждения можно определить как

Л = Й,

где y_cr = y_cr/R - безразмерное расстояние от оси симметрии потока, нахо­дясь на котором (в невозмущенном присутствием тела потоке), частицы лишь соприкасаются с телом при его обтекании. Частицы. координаты ко­торых в набегающем потоке У > y_cr не претерпевают столкновения с те­лом.

Рис. 6. Классификация режимов течении при обтекании тел гетеро­генным потоком: а) равновесное течение, квазиравновесное течение; 6) слабо запыленное неравновесное течение, течение с крупными частица­ми; в) сильно запыленное неравновесное течение, течение с крупными ча­стицами; г) обтекание в случае поглощающей стенки; д) обтекание с обра­зованием пленки.

Расчет потерь в соплах ракетных двигателей

Рассмотрим стандартизованные определения потерь удельного им­пульса из-за отличия реальных рабочих процессов в сопле от их идеально­го представления.

Количественные оценки потерь, рассчитываемые по приведенным зависимостям, отражают влияние основных физических механизмов про­явления неидеальностей, но представляют собой только первое приближе­ние. Рекомендуемые стандартами существенно более сложные методики расчета потерь значительно точнее учитывают реальную структуру тече­ния рабочего тела в сопле и достоверность получаемых по ним данных до­статочна для их применения при проектировании ракетных двигателей. При этом методики, как правило, ориентированы на ракетные двигатели конкретных видов и учитывают их особенности.

Рассмотрим методику количественной оценки потерь, свойственных двигателям разных типов.

Потери удельного импульса из-за химической нераеноеесности

Коэффициент сопла ⁼

Потери удельного импульса из-за химической неравновесности (ко­эффициент сопла ф_с1) и из-за неравномерности свойств потока в мини­мальном сечении сопла (ф_с2) имеют термодинамическую природу - цикл расширения рабочего тела реализуется так, что часть располагаемой пол­ной энергии химического топлива не переходит в тепловую энергию рабо­чего тела и, затем, не преобразуется в кинетическую энергию истекающей струи.

Расчет коэффициента снижения удельного импульса из-за химиче­ской неравновесности течения фс1 ведется на основе следующих представ­лений:

Протекание в химически активном рабочем теле реакций рекомби­нации обеспечивает распределенный по длине сопла переход химической энергии рабочего тела в тепловую энергию в процессе расширения. При этом затраченная на диссоциацию в камере сгорания часть высвобождаю­щейся при химических реакциях тепловой энергии возвращается в виде тепловой энергии, подводимой изнутри к ускоряющемуся в сопле потоку.

Существенными факторами, действие которых обеспечивает реально достигаемую степень равновесности процесса, является ограниченность скоростей физико-химических процессов, идущих в рабочем теле при те­чении его по соплу. Условно будем считать, что рабочее тело - газ, имея в виду, что возможная неравновесность, свойственная гетерогенным рабо­чим телам, будет учитываться как составляющая потерь из-за наличия в потоке газа конденсированных (твердых или жидких) частиц.

Коэффициент сопла ф _сЬ характеризующий рассматриваемую неиде- альность, определяется как отношение действительного коэффициента тяги в пустоте ^_т._п._д при реализующейся степени химической неравновесности, к идеальному ^т.п.и, вычисленному в рамках допущения о полном равнове­сии в потоке

^ГПД

^с1 ^— = ^тпи . (1)

При этом свойства рабочего тела в критических сечениях считаются одинаковыми, одинаковы также и геометрические степени расширения сопла.

При таких условиях сравнения равны тяги, создаваемые камерами на участках от головки камеры сгорания до минимального сечения сопла, а отношение коэффициентов тяги равняется отношению развиваемых пу­стотных удельных импульсов

v F I

-г]ф 1ф _ упд

Аши ^

V F

Фс1- ^

При этом будем считать, что идеальное и реальное течения одномер­ны и безотрывны.

В рамках настоящей дисциплины рассматриваются потери удельного импульса из-за химической неравновесности течения - ф_с1, проявляющейся в сопоставимой мере в соплах РДТТ и ЖРД.

Термодинамический расчет дает значения удельного пустотного им­пульса вне зависимости от пути перехода рабочего тела из произвольного состояния к параметрам в камере при заданной модели процесса в сопле для конкретных:

• состава рабочего тела,

• давления в камере ,

• степени расширения газа в сопле

• или геометрической степени расширения сопла ^ .

Модель идеального процесса - равновесное изоэнтропное расшире­ние. Реальный процесс идет с возрастанием энтропии, что отражает необ­ратимость явлений переноса при конечных градиентах концентраций реа­гентов в потоке и, как следствие, при конечных значениях скоростей хи­мических реакций. Однако конечная, но равная нулю скорость всех воз­можных химических реакций в потоке (модель замороженного течения) соответствует случаю полного отсутствия возврата затраченной на диссо­циацию энергии и, соответственно - минимальному значению коэффици­ента сопла ф_с1.

Учет реальной степени завершенности химических реакций требует привлечения аппарата описания химической кинетики превращений. В рамках настоящего курса рассматриваются только численные оценки пер­вого приближения на основе так называемых локально предельных допу­щений: равновесное течение в дозвуковой области и химически заморо­женное течение (скорость химических реакций равна нулю, состав рабоче­го тела постоянен) в сверх звуковой части сопла. И все анализируемые расчетные данные по оценке влияния химической неравновесности полу­чены сравнением идеальных параметров двигателя с результатами расчета в предположении локальной предельной химической неравновесности.

Оценим влияние давления в камере на потери пустотного удельного импульса из-за химической неравновесности при разных геометрических

К,

г- F

степенях расширения сопла r_0TH= ^ =var на примере кислород- водородного двигателя (коэффициент избытка окислителя а =0,8). Причем,

для каждого давления ^принимается такая геометрическая степень рас­ширения сопла, чтобы давление в выходном сечении сопла сохранялось одним и тем же р_а=0,07 МПа.

Расчеты проведены в равновесном и локально-неравновесном при­ближении. Причем под локально-неравновесным приближением понима­ется равновесное течение в сужающейся, и замороженное - в расширяю­щейся части сопла (так называемое "приближение Брея").

Результаты расчетов сведены в таблицу 12.

Таблица 12

К оценке потерь на неравновесность

р МПа ■i	I м/с ул,	п	I м/с ул,	п	*cl
	Равновесное течение		Локально неравновесное течение
. 5	• 4200	1=200	4140	• 1=220	0=9S5
• 10	• 4340	1 =210	4290	• 1=225	0=987
• 15	• 4420	1 =217	4370	• L22S	0=9S9
• 20	• 4460	1=220	4420	. 1=230	Q=990
• 25	• 4500	1=223	4460	• 1=232	0=991
• 30	• 4520	1=225	4480	• 1=233	0=991
• 35	• 4550	1=227	4510	• 1=234	0=992

Расчеты показывают, что с повышением давления в камере в диапа­зоне 5... 35 МПа с ростом удельного импульса от 4200 м/с до 4540 м/с аб­солютное значение потерь уменьшается от 6 до 3 м/с, что отражается в ро­сте коэффициента сопла от 0,985 до 0,992.

Сравним значения условных осредненных показателей изоэнтропы п в равновесном п_равн и локально предельно неравновесном Пн/_равн вариантах протекания процессов расширения рабочего тела в сопле. Во всем рас­смотренном диапазоне изменения давления соотношение п_равн<п_н/равн, что отражает приближение равновесного процесса к изотермическому, для ко­торого п=1. При этом в потоке внутренний теплоподвод осуществляется за счет протекания реакций рекомбинации и соответствующего выделения тепла. В составе рабочего тела возрастает концентрация компонентов с от­носительно большой молекулярной массой ^Н2°и др. И уменьшается содержание СО ОН н _и др При этом возвращается тепловая энергия, за­траченная в камере сгорания на температурную диссоциацию, температура равновесного потока возрастает по сравнению с потоком, в котором хими­ческие превращения не идут.

На графике рис. 1 представлены зависимости коэффициента сопла ф _с1 от давления в камере, полученные решением задачи термодинамическо­го расчета для равновесного и неравновесного в сверхзвуковой части сопла течения. Сплошными кривыми 1, 2 и 3 соответствуют расчеты для посто­янных геометрических степеней расширения сопла, кривой 4 - расчеты для постоянного давления в выходном сечении сопла р_а=0,07 МПа и перемен­ной геометрической степени расширения.

0

0 10 20 30 40

Давление в камере, МПа

Рис. 1. Влияние давления в камере и геометрической степени расши­рения сопла на уровень потерь из-за химической неравновесности:

1. для сопла с геометрической степенью расширения 1000:

2. для сопла с геометрической степенью расширения 500;

3. для сопла с геометрической степенью расширения 250;

4 - для сопла с постоянным давлением в выходном сечении сопла

р_а=0 07 МПа и переменной геометрической степенью расширения

,995

й Ц

о 0,99 о

f- Я

Я 0,985 ЕГ S

-В*

'f 0,98

О

М

0,975

Из графиков 1 следует, что при увеличении давления в камере отно­сительный уровень потерь в сопле на химическую неравновесность снижа­ется.

Стремление к единице ф_с1 при росте давления в камере отражает снижения влияния возвращения затраченной на диссоциацию в камере сгорания теплоты, т. к. при повышенных давлениях в камере сгорания дис­социация в значительной степени подавляется (согласно принципу Ле Ша- телье).

Для данного давления в камере росту степени расширения сопла со­ответствует рост потерь на химическую неравновесность, поскольку в соплах с большой степенью расширения имеется возможность большей внутренней регенерации теплоты, т.е. возвращения рабочему телу большей доли тепловой энергии, поглощенной эндотермическими процессами тер­мической диссоциации в камере сгорания.

Эта выявляемая расчетом и подтверждаемая практикой тенденция усиливается в соответствии с увеличением скорости химических реакций с

ростом давления из-за увеличения концентрации реагирующих веществ и температуры в камере.

Приближение удельного импульса к его идеальному равновесному значению с ростом давления наряду с другими факторами объясняет пре­имущества ракетных двигателей с повышенным давлением в камере.

Конечность скоростей реакций рекомбинации определяет влияние абсолютных размеров двигателя на потери из-за химической неравновес- ности, т.к. при одних и тех же скоростях движения потока время пребыва­ния в сопле будет большим у большеразмерного двигателя, и, соответ­ственно, возникает возможность более полного завершения реакций ре­комбинации и снижения потерь. В этой связи при прочих равных потери на химическую неравновесность больше у ракетных двигателей малых тяг (например, жидкостные ракетные двигатели малой тяги - ЖРД МТ), чем у двигателей с уровнем тяг 5 кН и более.

Таким образом, потери удельного импульса из-за химической нерав- новесности в основном связаны с неполнотой или отсутствием возврата за­траченной на диссоциацию продуктов реакции горения в камере теплоты при "замораживании" - незавершенности в сопле экзотермических химиче­ских реакций рекомбинации, каждая из которых отличается значением теплового эффекта, составом и свойствами продуктов реакции и другими параметрами. В свою очередь, вероятность тех или иных химических реак­ций в основном определяется химическим составом топлива. Отсюда сле­дует зависимость потерь удельного импульса из-за химической неравно- весности течения в сопле от состава топлива, а для заданной пары - от со­отношения расходов горючего и окислителя.

Очевидно, что при низких температурах (больших отличиях соотно­шения компонентов от стехиометрического), когда реакции термической диссоциации в камере сгорания практически не идут, невозможен и воз­врат теплоты при равновесном течении рабочего тела в сопле, соответ­ственно не будет и потерь на химическую неравновесность.

Ввиду изменения свойств продуктов сгорания различных топлив в весьма широком диапазоне, выявить однозначную зависимость уровня по­терь от состава топлива не представляется возможным. Связь состава топ­лива и потерь на химическую неравновесность проявляется при определе­нии условно оптимального соотношения компонентов - значения со­отношения расходов окислителя и горючего, при котором достигается максимальное значение пустотного удельного импульса для заданной сте­пени расширения.

На графике рис. 2 представлены графики зависимости пустотного удельного импульса /_у._п от соотношения расходов компонентов топлива "углеводородное горючее-кислород" (коэффициента избытка окислителя а

при ^Кт0=3,4119) при давлении в камере ^^к=5,2 МПа и давлении на срезе сопла р_а=0,034 МПа.

3

3400

(J

'g

2800

3200

0,55

800

				к
/			4	—
			2
/
7			3