Zur Beeinflussung des Verbrennungswirkungsgrades in Hochleistungsbrennkammern durch den Einspritzvorgang

PR1V.-DOZ. DR. H. MEIER ZU KUCKER' UND DIPL.-ING. H. BENDIG

Institut fur Brennstoffdemie. Rhein.-Westf. Technische Hochschule Aachen und Entwicklungsring Nord (ERNO), Bremen

Die heutigen Anforderungen an Hochleistungskraftmaschinen setzen einen optimalen Verbrennungswirkungsgrad voraus. Wesentlich beeinf1uBt wird dieser durch die Art der Zerstaubung und die Wirksamkeit der Durchmischung von Brennstoff und Oxidator. lm vorliegenden Bericht wird uber die Zusammenhange zwischen dem Einspritzvorgang, der Zundverzugs- und Gesamtbrennzeit und dern Verbrennungswirkungsgrad berichtet sowie uber den EinfluB des lmpulsi~erlialtnisses der Brennstoff- und Oxidatorstrahlen auf den ProzeB der Durchmischung und damit auf den Verbrennungswirkungsgrad. Hochleistungsbrennkammern, an die besonders hohe Anforderungen gestellt werden, befinden sich in Raketenmotoren. Zur Stutzung der theoretischen Uberlegungen werden deshalb experimentelle Ergebnisse aus dem Versuchsbetrieb eines in Entwicklung befindlichen Raketentriebwerkes herangezogen.

Dimensionierung von Brennkammern

Die Leistung einer Brennkammer hangt sehr wesent- lich von dem in ihr erreichbaren Verbrennungswir- kungsgrad ab. Voraussetzung fur einen hohen Wir- kungsgrad ist eine mit ausreichender Geschwindigkeit und vor allem vollstandig verlaufende chemische Ver- brennungsreaktion. Um einen vollstandigen Ausbrand des Brennstoffes in der Brennkammer zu gewahrlei- sten, darf die Gesamtbrenndauer tG der Brennstoff- tropfchen ihre mittlere Aufenthaltszeit tV in der Brenn- kammer nicht iiberschreiten. Wahrend dieser Zeit- spanne mussen alle physikalischen und chemischen Prozesse, wie z. B. die Verdampfung, Durchmischung, Diffusion und der Warmetransport sowie die eigent- liche chemische Oxidation vollstandig neben- bzw. nacheinander abgelaufen sein.

Die Gesamtbrennzeit tG der Tropfchen 1aOt sich unter- teilen') in eine Zundverzugsphase tZ und eine Brenn- phase t g ,

t,; = t Z + t g (1).

Bei nicht-hypergolen Treibstoffkombinationen verhal- ten sich die Ziindverzugszeiten zu den Brennzeiten wie 1 : 3 bis 1 : 5. Die Zundverzugszeiten lassen sich ihrer- seits unterteilen in eine Aufheizphase tg und eine Mischphase tbl, die auch die sehr kurzzeitige Phase der chemischen Reaktion enthaltl),

t Z = tA + (2) '

Die Vollstandigkeit der Verbrennung hangt von der Qualitat der Durchmischung ab, weil nur die Brennstoff- anteile vollstandig umgesetzt werden konnen, die mit dem Oxidator in Kontakt kommen. Hierdurch erklart sich die Bedeutung einer wirksamen Durchmischung fur den Verbrennungswirkungsgrad. Das ortliche Mi- schungsverhaltnis in der Brennkammer hangt u. a. von der Brennraumgestaltung und der Art des Zerstau- bungssystems und dem vorgegebenen Einspritzdruck- gefalle ab. Von dem resultierenden mittleren Tropf-

*) Jetzt Carl-Engler- und Hans-Bunte-Institut fur MineralGI- und Kohleforshung der Technischen Hochschule Karlsruhe.

chendurchmesser wird vor allem die Brennzeit beein- fluRt") :

tp, = do?/l (3) '

Nach G1. (3) ist die Brennzeit dem Quadrat des An- fangsdurchmessers d,, direkt, der Verdampfungskon- stanten 1 umgekehrt proportional. Die Verdampfungs- konstante ist ihrerseits abhangig von den Brennstoff- eigenschaften und von den Versuchsbedingungen

(4) '

Fur eine vorgegebene Treibstoffkombination laDt sich danach eine minimale Gesamtbrennzeit der Tropfchen in der Brennkammer dadurch erreichen, daO der mitt- lere Tropfchendurchmesser moglichst klein, die Tempe- ratur- und Druckwerte dagegen groD gehalten werden. Das Erreichen moglichst kleiner Brennzeiten ist des- halb von so groRer Bedeutung, weil ein mit langeren Gesamtbrennzeiten korrespondierendes Brennkammer- volumen in der Praxis kaum eingehalten werden kann. Der Zusammenhang zwischen der Gesamtbrennzeit und dem Brennkammervolumen ergibt sich uber die Trop- fenverweil- oder Aufenthaltszeit tV. Da fur einen voll- standigen Ausbrand die Gesamtbrennzeit des Tropf- chens seine Aufenthaltszeit tV in der Brennkammer einerseits nicht uberschreiten darf

1 2 b lg [ l f c,, ( T F - T , ) / ~ ]

tG 5 tV (5) I

andererseits sich die mittlere Aufenthaltszeit aus dem Verhaltnis des Brennkammervolumens V, zum zeitlich durchstromenden Gasvolumen ergibt,

(6) I, = V,/(rn V,)

besteht generell darin auch der Zusammenhang zwi- schen dem gegebenen Brennkammervolumen und der maximal zulassigen Gesamtbrennzeit.

Kennzeichnet man die Brennkammergeometrie durch die ,,charakteristische Lange" L*, so kann man statt G1. (6) auch formulieren:

(7) ' t v - L*/c*p,

") Symbolverzeichnis am SchluR der Arbeit.

Chemie-1ng.-Techn. 39. Jahrg. 1967 I Heft 14 859

Darin steht C*,,,. Iur die pralctisch erreichbare ,,charak- teristische Geschwindigkeit" der Verbrennungsreaktion. Die charakteristische Geschwindigkeit ist nur von den Reaktionsbedingungen abhangig, besonders von dem Mischungsverhaltnis der Treibstoffkomponenten, von der Verbrennungstemperatur und dem mittleren Mole- kulargewicht der Verbrennungsgase. Da die charakte- ristische Geschwindigkeit als grundsatzlicher Parameter ein MaR fur die nach der Verbrennung vorhandene Energie darstellt und fur den Vergleich verschiedener Reaktionen haufig unabhangig vom Brennkammerdruck benutzt werden kann - wenn man von dessen EinfluR auf die Dissoziation absieht -, so stellt das Verhaltnis der experimentell erreichbaren C*p, zur theoretisch berechneten charakteristischen Geschwindigkeit C*t,, ein MaR fur den Verbrennungswirkungsgrad dar,

' I = C*,,,./C*,I, (8) '

Durch die Gln. (7) und (8) lassen sich die Gesamtbrenn- zeit bzw. die Aufenthaltszeit, das Brennkammervolu- men und der Verbrennungswirkungsgrad miteinander verbinden

t,. - L*l(C*th 7) (9) ' Fur jedes ordnungsgemaR arbeitende Einspritzsystem, d. h. fur jede erreichbare Gesamtbrennzeit tc, existiert eine effektive Brennkammerlange L, die eine genugend groDe Aufenthaltszeit fur die vorgegebenen auReren Bedingungen gewahrt und damit einen fur dieses Sy- stem maximalen Verbrennungswirkungsgrad ergibt, s . Abb. 1. Diese theoretischen Brennkammerlangen sind aber in Hoddeistungstriebwerken kaum zu verwirk- lichen.

I

L -

Abb. 1. Abhangigkeit des Verbrennungswirkungsgrades 77

von der Brennkammerlange L (schematisch).

Die Grunde dafur liegen einmal in der notwendigen Optimierung der Triebwerk-Gewichte, die zu moglichst knapp bemessenen Brennkammern fuhrt, zum anderen in der relativ hohen Warmebelastung langer Brenn- kammern, weil die auf die Wand ubertragene Warme bei gleichem Kammervolumen mit zunehmender Brenn- kammerlange immer ungunstiger wird. Die Warme wird hauptsachlich durch Konvektion ubertragen, der Anteil der Warmestrahlung liegt bei 5 bis 25O/o . Da der EinfluR der Warmestrahlung mit wachsender Kammer- groDe zunimmt, ergibt sich auch aus dieser Feststellung die Forderung nach einer moglichst kompakten Kam- mer. In Abb. 2 ist uber der charakteristischen Lange L* der auf eine Vergleichskammer bezogene Warmeanfall Q/Q, aufgetragen. Fur konstante Durchmesser-Verhalt- nisse steigt die auf die Wand ubertragene Warme mit steigendem L* um so steiler an, j e kleiner der Brenn- kammerdurchmesser d, ist.

In der Praxis wird deshalb nach Moglichkeit mit einer .reduzierten Lange" 1. L gearbeitet. Sie unterscheidet sich von der theoretischen Brennkammerlange L durch

I 1 I 1 1 l

o 50 iao 150 200 cm 250 L*

Abb. 2. Verhaltnis Q/Q, der in zwei versmiedenen Brenn- kammern ubertragenen Wdrmemengen Q und 0,. als Funk- tion der charakteristisrllen Lange L*. Es gilt e = d,/dt und L* = V,/At.

den Faktor 1, der nach Priern? z.B. fur Heptan durch folgende Beziehung definiert ist:

Darin bedeuten v0 und vf die Anfangs- und Endge- schwindigkeiten in der Brennkammer, To die Anfangs- lemperatur, R, den AnIangsradius der Tropfden und p c den Brennkammerdruck.

Sol1 trotz einer Verkurzung der Brennkammer der Maximalwert des Verbrennungswirkungsgrades, vgl. Abb. 1, erhalten bleiben, so muR die Gesamtbrennzeit der neuen Aufenthaltszeit angepaRt, d. h. weiter ver- kurzt werden. Dns laRt sich erreichen durch eine Ver- ringerung vcn R, und vu sowie eine VergroRerung von p c , vf und T(,. Mit Ausnahme des Brennkammerdruckes lassen sich alle ubrigen EinfluBgroRen i n G1. (10) durch den Einspritzvorgang variieren.

Fur vorgegebene Bedingungen hinsichtlich Brennkam- merlange, Treibstoffkombination und Brennkammer- druck lafit sich eine Steigerung des Verbrennungswir- kungsgrades allein durch die konstruktive Auslegung des Einspritzsystems und durch die Wahl geeigneter Betriebsbedingungen erreichen. Zur Optimierung eines Einsgritzsystems hinsichtlich des Verbrennungswir- kungsgrades muR die unterschiedliche Wirksamkeit der einzelnen EinfluRgroRen fur den praktischen Fall uber- pruft werden.

Zur Optimierung von Einspritzsystemen

Bei den in Hochleistungsbrennkammern iiblichen Ein- spritzgeschwindigkeiten werden die Flussigkeiten hauptsachlich durch Oszillation zerteilt. Die Auflosung kann erheblich durch den Aufprall eines Strahles auf einen anderen oder auf eine Prallplatte verbessert wer- den. Die Wirksamkeit der Auflosung bzw. die Feinheit der Vernebelung ist dann abhangig von dem Durch- messer der Einspritzoffnungen, von dem Einspritzdruck- gefalle, dem Brennkammerdruck und dem Aufprall- winkel. Mit ansteigendem Druckgefalle . lp nimmt bei konstanter Flussigkeitsmenge der mittlere Tropfchen- durchmesser ab.

@s ( d p ) " = konst. (11).

Der Exponent a ist abhangig vom Brennkammerdruck und fur p c = 21 kp/cm2 etwa gleich 1.

Der Zusammenhang zwischen dem mittleren Tropfchen- durchmesser und dem Durchmesser der Einspritzoff- nungen ergibt sich aus

@ s N k d r l (12).

860 Chemie-1ng.-Techn. 39. Jahrg. 1967 /Heft 14

Fur Strahlaufprall kann man auch diesen Exponenten q annahernd gleich 1 setzen.

In zahlreichen Model lvers~chen~-~) hat sich gezeigt, daD fur Hochleistungsbrennkammern die Anordnung der Einspritzoffnungen in sog. ,,Triplets" (Dreifach- Strahlaufprall) mit innen liegendem Oxidatorstrahl ge- eignet sind. Dabei konnen die Brennstoffbohrungen gegeneinander versetzt sein oder einander gegenuber- liegen, s. Abb. 3, wie es bei den hier untersuchten Ein- spritzsystemen der Fall war. Folgende GroDen lassen sich an diesen Einspritzkopfen zur Verkurzung der Ge- samtbrennzeit auf konstruktivem Wege variieren:

1 .) die Durchmesser der Einspritzbohrungen,

2.) die Einspritzwinkel, 3.) der Abstand des Prallpunktes.

Mit der Dimensionierung der Einspritzoffnungen hangt die Anzahl der einzelnen Triplets zusammen. Da pro Zeiteinheit ein bestimmtes Flussigkeitsvolumen durch- gesetzt werden muD, bestimmt der vorgegebene Durch- messer der Einspritzoffnungen im Zusammenhang mit dem Einspritzdruckgefalle die notwendige Anzahl der Bohrungen und damit der Triplets. Begrenzt wird diese Anzahl nach oben hin durch den notwendigen Mindest- abstand zwischen den Bohrungen, da dieser Lochab- stand dem Verbrennungswirkungsgrad umgekehrt pro- portional ist

?I - 1/s (15).

Somit miissen also die Zahl der Triplets und der Boh- rungsdurchmesser bei der konstruktiven Auslegung des Einspritzsystems optimiert werden.

Ls, und entsprechend LF eine Funktion des Gesamt- impulses ZG zweier Strahlen

(16).

Die erforderliche Mischungslange und damit auch die Flammenlange - korrespondierend mit der erforder- lichen Brennkammerlange - nimmt danach mit steigen- dem Strahlimpuls ab.

Weiterhin zeigt sich eine Abhangigkeit der Mischungs- lange vom Mischungsverhaltnis der Treibstoffkompo- nenten, und zwar nimmt bei gleichem Gesamtimpuls die erforderliche Mischungslange mit sinkendem Mi- schungsverhaltnis ab. Der Verbrennungswirkungsgrad nimmt somit bei konstanter Kammerlange mit steigen- dem Mischungsverhaltnis ab, sofern bei gleichbleiben- dem Strahlimpuls die erforderliche Mischungs- bzw. Reaktionsstredce die vorhandene Kammerlange iiber- schreitet.

Ob und wie weit ahnliche Zusammenhdnge zwischen Flammenlange, Verbrennnungswirkungsgrad, Treib- stoff-Einspritzimpuls und Mischungsverhaltnis auch fur Triplet-Einspritzsysteme und flussige Treibstoffe be- stehen, sol1 an Hand der experimentellen Untersuchung geklart werden.

L,qt = LF = f (l/VT)

Experimentell untersuchte Einspritzsysteme

Die praktischen Untersuchungen wurden bei Entwick- lungsarbeiten an einem mittelenergetischen 2 Mp-Rake- tentriebwerk mit hypergolen Treibstoffkomponenten (Aerozin 50/N20,) ausgefuhrt. Im Priifstandsbetrieb las- sen sich kaum alle diskutierten EinfluDgroDen vollstan- dig unabhdngig voneinander daraufhin iiberpriifen, wie stark sie den Verbrennungswirkungsgrad beeinflussen.

Abb. 3. Einspritzsystem mit 72 Triplets (links) und Quer- schnitt durch ein Triplet-Element (Mitte).

Im Zusammenhang mi: den konstruktiven Mahahmen, die sich auf die Dimensionierung der Einspritzoffnun- gen, die Anzahl der Triplets, die Wahl der Aufprall- winkel usw. erstrecken, ermoglichen unterschiedliche Mischungsverhaltnisse und Einspritzdruckgefalle eine Variation der Einspritzstrahlimpulse.

Die Bedeutung der Strahlimpulse auf den Mischungs- vorgang ist bereits in friiheren Untersuchungen an sta- tionaren Gasdiffusionsflammen festgestellt wordena). Infolge der Durchmischung und anteilmabigen Verbren- nung nimmt die Konzentration der Reaktionspartner in der Achse des Systems mit zunehmender Entfernung von der Einspritzebene ab. Es kann ein bestimmter Zu- sammenhang zwischen der Flammenlange LF und der zur stochiometrischen Mischung erforderlichen Lange Lst nachgewiesen werden. Nach Thring und Newby') ist L , um rd. 20°/0 gro5er als Lst. In einfacher Naherung ist

r ' Abb. 4 (rechts). Zusammenhang zwischen Verbrennungswir- kungsgrad 7, Brennkammerlange L und Mischungsverhaltnis r . Kurve a: L = 590 mm. Kurve b: L = 440 mm; Kuhlmedium: Brennstoff; p , = 9,2 a t ; Einspritzsystem C,.

Die Ergebnisse, s. Tab. 1 , lassen aber eine erste Aus- wertung zu. Man kann danach auch abschatzen, wie der Verbrennungswirkungsgrad in einem Raketen- motor durch die Auslegung des Einspritzsystems beein- fluat werden kann.

Aus Versuchen mit einer 590 mm langen Brennkammer geht hervor, dafi selbst mit einem mittelmaDigen Ein- spritzsystem ein Verbrennungswirkungsgrad von 9@/0

erreicht werden kann. Diese 9W/o beziehen sich auf die theoretische charakteristische Geschwindigkeit bei ein- gefrorenem Gleichgewicht. Aus der Kurve a in Abb. 4 geht eindeutig hervor, daD diese Brennkammerlange ausreicht, um den Verbrennungswirkungsgrad von dem Mischungsverhaltnis, aber auch weitgehend von dem Einspritzsystem unabhangig zu machen. Der Verbren- nungswirkungsgrad von 98O/o kann damit als Sollwert festgelegt werden.

Chemie-1ng.-Techn. 39. Jahrg. 1967 I Heft 14 86 1

Tabelle 1. Anordnung und Abmessungen der Einspritzsysteme sowie e r re ih te r Verbrennungswirkungsgrad

60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60

Einspritz- dg,-, kopf I [mm]

17 17 17 17 13 13 13 13 13 13 17 17 17

1 ,o 60 1 .o 60 1 ,o 60 1 ,n 60 1 ,o 80 1 ,o 80 0.8 80 1 ,o 80 1 .n 80 1.1 80 1 ,o 80 1 ,o 80 1 .o 80

72 72 72 72 72 72 72 72 72 72 72 72 72

Die normalerweise fur das Triebwerk vorgesehene re- duzierte Brennkammer ist 150 mm kiirzer und reicht nicht fur eine vollstandige Verbrennung bei gleicbem Einspritzsystein aus. Die Verbrennungswirkungsgrade im interessierenden Bereich des Mischungsverhaltnis- ses liegen sehr vie1 niedriger und sind von diesem abhangig, s. Kurve b in Abb. 4. Das Einspritzsystem muRte somit verbessert werden, damit auch bei redu- zierter Brennkammerlange ein Verbrennungswirkungs- grad von 98O/o erreicht wird. Aus Tab. 1 gehen die unter- schiedlichen konstruktiven MaDnahmen hervor, die zur Verbesserung des Einspritzsystems und damit des Ver- brennungswirkungsgrades vorgenommen wurden. Im folgenden werden sie in der Reihenfolge ihrer wach- senden Bedeutung diskutiert. Den geringsten EinfluD zeigt im Experiment der Prallpunktabstand S, so daR wir auf eine eingehende Erorterung verzichten konnen.

17 17 17 17 17 17 17 17 17 17 17 17 17

EinfluS des Einspritzwinkels

Betrachtet wird der Winkel a zwischen dem auReren und inneren Brennstoffstrahl, vgl. Abb. 3. Die Strahl- zerteilung nimmt mit wachsendem Einspritzwinkel zu.

I I 1

00F-p-j 86 a = O O o

8L

82 A a = 60°

13 l L 45 l6 l7 lo 18128151 r

Abb. 5. EinfluB des Einspritzwinkels Q auf den Verbrennungs- wirkungsgrad r.

Triplet- Zahl

85,O

90,o 92.0 89,O 87,O 87,O 9 0 3 9 1 3 92,75 83,75 9 1 3 93,O

-

91,8 92,2 95,O 94,O 9 2 5 97,8 97,3 95,8 93,2 94,7 94,z 93,O 92,25

Kiihl- medium

Wasser

BrennstoFf

lm Versuch sollte geklart werden, in welchem MaRe eine Verbesserung des Verbrennungswirkungsgrades r moglich ist. Dazu wurden zwei Einspritzkopf-Serien A und C mit Einspritzwinkeln von 60" und 80" untersucht. Eindeutig lieD sich der Verbrennungswirkungsgrad - unabhangig vom Typ des Einspritzsystems - durch VergroRern des Einspritzwinkels steigern, s. Abb. 5. Beriicksichtigt man den EinfluR der leicht differie- renden Brennstoff-AuBenbohrung d,, - a zwischen bei- den Serien (vgl. nachster Absatz und Abb. 6 ) , so ver- bleibt eine Steigerung des Verbrennungswirkungsgra- des von Z0/o absolut. Auf Grund der vorliegenden Er- gebnisse erscheinen Leistungsverbesserungen bis zu 3'10 durch eine optimale Anpassung von Einspritzwin- kel und Strahlimpulse als durchaus erreichbar. Weitere Steigerungen des Wirkungsgrades mussen uber die Dimensionierung der Einspritzoffnungen versucht wer- den.

1 80

23 7,L I5 / 6 1.7 r

Abb. 6. EinfluB des Durdlmessers dox der Oxidatorbohrungen auf den Verbrennungswirkungsgrad 7.

p , = 9,2 a t ; dg,-, = 1,65 mm; dgrPi = 1 ,O mm ; Einspritzkopfe A, (A), A, (0) und A, (0).

862 Chernie-lng.-Techn, 39. Jahrg. 1967 / He l l 14

EinfluR der Oxidator-Einspritzoffnungen

Zu Beginn der Auslegung eines Einspritzsystems legt man zuerst die Anzahl der Oxidatorbohrungen fest. Diese Zahl ergibt sich aus der vorhandenen Gesamt- einspritzflache, dem geforderten Oxidatordurchsatz und dem Einspritzdruckgefalle, dessen obere Grenze durch den bei PreBgasfordersystemen u. U. beschrankt zur Verfugung stehenden Forderdruck gegeben ist.

Die experimentellen Untersuchungen an der Einspritz- kopfserie A haben den Nachweis erbracht, daD bei kon- stanten Bedingungen fur die Brennstoffeinspritzung eine VergroOerung der Oxidatorbohrungen die Leistung betrachtlich steigert, s. Abb. 6. Diese Feststellung, die auf den ersten Blick der Forderung nach kleinen Ein- spritzoffnungen als Voraussetzung fur eine feine Zer- staubung zu widersprechen scheint, laOt sich auch fur die Serien B und C bestatigen, s . Abb. 7. Unabhangig

4% Abb. 7. Abhangigkeit des Verbrennungswirkungsgrades 1) vom Durchmesser dOx der Oxidatorbohrung bei verschiede- nen Serien von Einspritzkopfen.

dB,i = 1 mm; dB,-, = 1,6 bis 1,65 mm; r = 13; Einspritz- kopf-Serien: 0 A, A B und T C.

von der ubrigen Auslegung des Einspritzsystems ergibt sich in dem untersuchten Durchmesserbereich eine lineare Zunahme des Verbrennungswirkungsgrades mit wachsendem Bohrungsdurchmesser.

Als Folge der DurchmesservergroBerung bei den Oxi- datorbohrungen sinken bei konstant bleibendem Oxi- datordurchsatz das notwendige Einspritzdrudrgefalle, und damit auch der Oxidatorstrahlimpuls sowie die Eintrittsgeschwindigkeit des Oxidators. Eine Verminde- rung der Eintrittsgeschwindigkeit ist aber nach GI. (10) vorteilhaft. Hinzu kommt, daB bei absinkendem Oxida- torimpuls, aber konstantem Brennstoffgesamtimpuls, sich das Verhaltnis beider Impulse zueinander stark verandert, was fur eine gute Durchmischung von Brenn- stoff und Oxidator gunstig sein durfte.

(8 50 22 Z L 2,s mm 2,8 m dGa

Abb. 8. Zusammenhang zwischen Einspritzdruckgefalle dpoS, Impulsverhaltnis Ig,/lOx und Durchmesser dOx der Oxidator- bohrung; r = 1,5; p c = 9,2 at. Einspritzkopfe: 0 A,, X A,, 3. A,, A,. 0 B,. A B,. A B,. V B,, T B,, 0 C,, C,, 0 C,.

Ebenso wie fur das Einspritzdruckgefalle ergibt sich somit auch fur das Impulsverhaltnis bei allen in diese Untersuchung einbezogenen verschiedenen Einspritz- systemen ein einheitlicher Zusammenhang mit dem Durchmesser der Oxidatorbohrung, s. Abb. 8, so daB auch die durch die Durchmesseranderung hervorgeru- fene Steigerung des Verbrennungswirkungsgrades in auffalliger Weise vollstandig gleichsinnig mit der auf die gleiche Ursache zurikkzufuhrenden Anderung des Impulsverhaltnisses verlauft, s. Abb. 9. Damit ist in Anlehnung an die in fruheren Untersuchungen fest- gestellten Zusammenhange zwischen den Einspritz- impulsen und den Zerstaubungs-, Mischungs- und Ver- brennungsvorgangen ein geeigneter Parameter gefun- den worden, mit dem sich alle durch die Einspritzboh- rungen, dds Einspritzdruckgefalle und die geforderten Durchsatze bedingten Einflusse auf den Verbrennungs- wirkungsgrad charakterisieren lassen.

801 06 08 to 12

G & Abb. 9. Verbrennungswirkungsgrad Impulsverhaltnis IBr/Igs.

r = 1,5; p , N 9,2 at ; Serien der Einspritzkopfe: 0 A, A B , T C

in Abhangigkeit vom

Durch diese ersten Untersuchungen am Einspritzsystem konnte zunachst lediglich ein Verbrennungswirkungs- grad von rd. 93O/o bei einem Mischungsverhaltnis von 1,5 und einem maximalen Durchmesser der Oxidator- bohrung von 2,4 mm erreicht werden. Eine weitere Stei- gerung um 2 bis 3O/o war zwar in einigen Fallen durch besondere Veranderungen des Einspritzkopfes moglich. Die hierbei erzielten Ergebnisse lassen sich aber nicht einwandfrei mit den ubrigen vergleichen, da das Ein- spritzdruckgefalle von dem bei den normalen Einspritz- kop€en abwich. Theoretisch muBten sich nach Abb. 8 bei unveranderten Bedingungen der Brennstoffeinsprit- zung Wirkungsgrade von rd. 98O/o erst bei Oxidator- bohrungen mit rd. 2,8 mm Dmr. verwirklichen lassen, die aber bei der gewahlten Auslegung mit 60 Triplets kaum durchfuhrbar waren. Es wurde deshalb eine neue Anordnung mit 72 Triplets gewahlt, um in starkerem MaOe die fur eine feinere Zerstaubung vorteilhaften kleineren Bohrungsdurchmesser bei gleich gronem Ein- spritzdruckgefalle ausnutzen zu konnen.

Die neuen Bohrungsbilder lassen sich zwar nicht exakt rnit den vorangegangenen vergleichen, in Abb. 10 sind

DjEga r Abb. 10. Zusammenhang zwischen Verbrennungswirkungs- grad v , Mischungsverhaltnis r und Zahl der Triplets. 0 Einspritzkopf C,, 60 Triplets; A Einspritzkopf D,, 72 Triplets.

Chemie-1ng.-Techn. 39. Jahrg. 1967 1 Hef l 14 863

aber dennoch zwei Einspritzsysteme mit 60 und 72 Triplets einander gegeniibergestellt, deren Bohrungs- bilder sich unter Beriicksichtigung der unterschiedlichen Tripletanzahl genau entsprechen. Die Leistungssteige- rung von rd. 2,So/o ist eindeutig. In den weiteren Ver- suchen wurde die Oxidatorbohrung mit 2, l mm kon- stant gehalten, jedoch die Durchmesser der auDeren und inneren Brennstoffbohrungen variiert und das Triebwerk nicht mehr durch Wasser, sondern durch den Brennstoff gekuhlt.

EinfluS des Durchmessers der Brennstoffbohrungen

Geht man von der zuvor aufgestellten Arbeitshypo- these aus, daD alle MaBnahmen zu einer Leistungsstei- gerung fiihren, die das Impulsverhaltnis zwischen den Brennstoff- und Oxidatorstrahlen vergroaern, so mu8 eine Erhohung des Brennstoff-Einspritzimpulses bei konstantem Oxidator-Einspritzimpuls ebenfalls den Wirkungsgrad verbessern.

Diese zu erwartende Leistungssteigerung als Folge einer lmpulserhohung auf der Brennstoffseite 1aBt sich fur die auDeren Brennstoffbohrungen eindeutig mit den vorhandenen MeDwerten belegen, und zwar fur die beiden vergleichbaren Einspritzsysteme mit 60 und mit 72 Triplets. Die Abhangigkeit des Verbrennungswir- kungsgrades vom Durchmesser der auneren Brennstoff- bohrung in Abb. 1 1 gilt fur jeweils konstante Durch- messer der Oxidatorbohrung und der inneren Brenn- stoffbohrung.

I i i i

1

d#p-a Abb. 1 1 . Zusarnmenhang zwischen Verbren- nungswirkungsgrad 7 , Durchmesser dB,-, der auDeren Brennstoffbohrung und Zahl der Triplets. dBrPi = 1 mm; r = 1 3 .

o 72 Triplets, Brennstoffkuhlung; A 60 Trip- lets, Wasserkuhlung.

Wie stark eine Durchmesseranderung der

(d,,, = 2,l mm, dErPa = 1,3 mm) entstanden. Setzt man bei diesen MeDwerten die gleichen niedrigen Feh- lerbereiche voraus wie bei allen iibrigen MeOwerten, dann 1;iDt sich aus Abb. 11 und 12 ein empirischer Zu- sammenhang zwischen dem Verbrennmgswirkunys- grad und den verschiedenen Brennstoffbohrungen nach Art der Abb. 13 ableiten. Dieses empirische Diagramm stimmt mit den theoretischen Uberlegungen uberein, daO bei gegebenem Oxidatorimpuls das Nnstigste Im- pulsverhaltnis und damit eine optimale Leistung durch einen grofitmoglichen Brennstoffgesamtimpuls erreicht wird (vgl. dazu Abb. 11). Der maximale Brennstoff- gesamtimpuls ergibt sich bei kleinster Flache beider Brennstoffbohrungen, also bei moglichst weitgehender Angleichung der Durchmesser innerer und auOerer Brennstoffbohrungen. Von den Einspritzsystemen der Serie F (vgl. Tab. 1) entspricht der Einspritzkopf F, am ehesten diesen theoretischen Forderungen, und er weist auch von allen Einspritzkopfen den besten Verbren- nungswirkungsgrad auf. Da die Strahlbiindelung und die davon beeinfluDte Warmeubertragung an die Brenn- kammerwand es unvermeidlich machen, den auDeren Brennstoffstrahl groDer zu bemessen, ergibt sich nach Abb. 13 nur eine relativ kleine Auswahl an korre- spondierenden Bohrungsdurchmessern, die gegenuber dem Kopf F, eine Leistungssteigerung erwarten lassen. Tab. 2 gibt die Abweichungen der Versuchswerte von den empirischen Sollwerten an.

Um die Aussagen der Abb. 13 endgdtig zu sichern, sind aber noch weitere gezielte Untersuchungen an Ein- spritzsystemen mit unterschiedlichen Brennstoffbohrun- gen notwendig.

7

Abb. 12. Verbrennungswir- kungsgrad 7 als Funktion des Durchrnessers dBrPi der inneren Brennstoffbohrung;

dox = 2,l mm; dg,, = 1,3 mm.

Einspritzkopfe: o D,, D,, A F,, V F,, F , , .

inneren Brennstoffbohrungen den Verbrennungswirkungsgrad beeinfluBt, laDt sich an Hand des vorliegenden Ver- suchsmaterials nur sehr schwer beurteilen. Es liegen nur sehr wenig vergleichbare MeBwerte vor, und die Aussagekraft ist nicht in allen Fallen eindeutig.

Fur die Systeme mit 72 Triplets laDt sich im Sinne der Arbeitshypothese jedoch mit gewissen Vorbehalten eine den auDeren Brennstoffbohrungen vergleichbare Beeinflussung des Wirkungsgrades erkennen, s . Abb. 12. Die im Diagramm eingeklammerten Werte sind aus Umrechnungen der jeweiligen Durchmesser von Oxida- tor- und au0erer Brennstoffbohrung auf die Basiswerte

da-o

Abb. 13. Abhangigkeit des Verbren- nungswirkungsgrades von den Durchmessern dBrPa und dgr-i der Brennstoffbohrungen. MeDpunkte s . Tab. 2. dux = 2, l mm; r = 1,5; a = 80'; Kiihlung durch den Brennstoff.

Schon jetzt kann jedoch festgestellt werden, daB der Verbrennungswirkungsgrad durch alle MaDnahmen verbessert wird, die das Impulsverhaltnis zwischen Brennstoff und Oxidator vergroaern. Zu diesen MaD- nahmen gehoren u. a. die Veranderung der Einspritz- bohrungen, eine entsprechende Wahl des Einspritz- druckgefalles und ein moglichst niedriges Mischungs- verhaltnis, da dieses ebenfalls das Impulsverhaltnis positiv beeinflussen kann.

Das Mischungsverhaltnis beeinfluat den Verbrennungs- wirkungsgrad nicht nur indirekt uber eine Veranderung des Impulsverhaltnisses, also uber den physikalischen ProzeD der Zerstaubung und Durchmischung, sondern

864 Chemie-Jng.-Techn. 39. Jahrg. 1967 I. Heft 14

das Mischungsverhaltnis beeinfluBt auch wesentlich die Verbrennungsreaktion selbst, also die chemischen Reaktionsvorgange.

92,2 92,5 9 7 8 97.3 95,8 94,7 93,O 92,25

Tabelle 2. Experimentell ermittelte Verbrennungswirkungs- grade qrxD, und ihre Abweichungen von den empirischen Sollwerten qemp, (zu Abb. 13).

92,6 92,6 98.2 97,2 96,3 9 4 3 9 3 3 92,25

Einspritz- kopf

Zeichen in Abb. 13

0 A v 0

m v 0

Abweichung in 010

-0.4 -0,l -0,4 +0,1 -0,5 + 0,2 -03 + O

I#? 11, Abb. 14. Zusammenhang zwischen dem Verbrennungsgrad q , dem Impulsverhaltnis IB,/Iox, und dem Mischungsverhaltnis r . Einspritzkopfe D,, E , und S e n e F; p , % 9 a t ; 72 Triplets.

In Abb. 14 zeigt sich auRer dem physikalischen Ein- flu8 des Mischungsverhaltnisses, der vom Impulsver- haltnis mit erfaRt wird, ein zusatzlicher EinfluR des Mischungsverhaltnisses auf den Verbrennungswir- kungsgrad. Diese Aussage stimmt mit den Ergebnissen friiherer Untersuchungen'? iiberein. Der Verbrennungs- wirkungsgrad 1aRt sich danach durch VergroRern des Impulsverhaltnisses und Verminderung des Mischungs- verhaltnisses bei den untersuchten Einspritzsystemen werbessern.

Sonstige Einfliisse

Es braucht nicht weiter betont zu werden, da5 die vor- liegende Untersuchung nur einen Teil der Beeinflus- sungsmoglichkeiten des Verbrennungswirkungsgrades behandelt, namlidl die physikalischen Einfliisse der Zer- staubung und Durchmischung auf die nachfolgende chemische Reaktion. Eine Beschrankung liegt auch darin, daR die konstruktiven Anderungen an nur einer Art des Triplet-Einspritzsystems vorgenommen wur- den. Selbstverstandlich sind Verbesserungen des Wir- kungsgrades ebenso durch Wahl einer anderen Triplet- anordnung moglich.

Bei der Diskussion iiber die Verbesserung des Ver- brennungswirkungsgrades wurden die Verbrennungs- stabilitat und Probleme des Warmeuberganges bewuRt ausgeklammert.

Verbrennungsstabilitaten hangen von mehreren Para- metern ab, z. B. vom Brennkammerdruck, dem Einspritz- druckgefalle, dem Mischungsverhaltnis und der Treib- stoffbeschaffenheit, von der Temperatur des als Kiihl- mediums eingesetzten Brennstoffes u. a. m. Durch die Einflusse dieser Parameter wird lediglicli der Bereich eingegrenzt, in dem der Einspritzvorgang geandert wer- den kann. Nicht mehr eingeschrankt werden diese An- derungen durch zu hohe Warmeiibergange in der Brennkammer, da dieses Problem heute mit der Schleierkuhlung gelost werden kann.

Eingegangen am 3. Oktober 1966 [B 2266)

Symbole

I n d i c e s

a auDen A Br C

f I: G

i M

Exponent charakteristische Geschwindigkeit spezifische Warme Durchmesser Impuls Konstan te Verdampfungskonstante Lange totale Verdampfungswarme charakteristische Lange MassenfluD DN& Warmemenge Exponent Radius - m,,x.~Br Mischungsverhaltnis Prallpunktabs tand Temperatur Zeit Stromungsgeschwindigkeit Volumen Einspritzwinkel Lochabstand Verbrennungswirkungsgrad Proportionalitatsfaktor Sauterscher mittlerer Tropfchendurchmesser

-

Aufheizung Brennstoff

Ox Oxidator

Pr St

Brennkammer th Ende V Flamme Z Gesamt, 1 (Gesamtlebensdauer) 0 innen Mischung

bo

praktisch stochiometrisch theoretisch Verweil(zeit) Ziindung spezifisch Anfang Umgebung

Literatur

1) H . Meier zu Kocker, diese Zeitschr. 39, 415121 119671. 2) R. J . Priem, NACA T. N. 3985 u. 4098, 1957. 3) M. Barrere, A. Jaumotte, B. Fraeijs d e Veubeke u. J . Van-

4) R. Kling, G. Chevalerias u. A. Maman, La Recherche A6ro-

5 ) K. Stehling, .I. Amer. Rocket SOC. 22, Nr. 3, 132138 [1952]. 6) H . Meier zu Kocker, Th. Schmidl u. H . U. Kaether, Gas-

7) M. W. Thring u. M. P. Newby, in 4th. Symp. (Intern.) on

denkerckhove: Raketenantriebe, Amsterdam 1961.

nautique, Nr. 57, 19/23 119571.

warme 13, 4001407 u. 451158 [1964].

Combustion, Baltimore 1953, S. 789196.

Chemie-1ng.-Techn. 39. Jahrg. 1967 1 Heit 14 865