автореферат диссертации по авиационной и ракетно-космической технике, 05.07.05, диссертация на тему:Теплообмен и гидродинамика в пористых трактах с межканальной транспирацией теплоносителя

УДК 536.24

Для служебного пользования Экз. № 4 На правах рукописи

ПЕЛЕВИН ФЕДОР ВИКТОРОВИЧ

ТЕПЛООБМЕН И ГИДРОДИНАМИКА В ПОРИСТЫХ ТРАКТАХ С МЕЖКАНАЛЬНОЙ ТРАНСПИРАЦИЕЙ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ

Специальность 05.07.05 Тепловые двигатели летательных аппаратов

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва 1999

Работа выполнена в Московском государственном техническом университете имени Н.Э. Баумана (кафедра "Ракетные двигатели" и НИИ Энергетического Машиностроения).

Официальные оппоненты: Д.т.н., профессор Дзюбенко Б.В.

Д.т.н., профессор Зейгарник Ю.А. Д.т.п., профессор Уишков к.к.

Ведущая организация. ОАО "Энергомаш" км. B.1J. Глушко

Защита cocí оится

_ 1999 года в 14 часов на заседании диссертационного совета Д. 053.15.09 в Московском государственном техническом университете имени Н.Э. Баумана по адресу: 107005, Москва, Лефортовская наб., д. 1, корпус факультета "Энергомашиностроение", ауд. 234.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МГТУ имени Н.Э. Баумана.

Ваш отзыв на автореферат в двух экземплярах, заверенный печатью организации, просим направлять по адресу: 107005, Москва, 2-я Бауманская ул., д.5, МГТУ имени Н.Э. Баумана, ученому секретарю диссертационного совета Д. 053.15.09.

Автореферат разослан

1999 года.

Ученый секретарь диссертационного совета, доктор технических наук

Воронецкий А.В.

О'

Заказ N 11д. Объем 2п.л. Тираж 100 экз. Подписано в печать y¿>" -10 1999г. Типография ¿¡П'У им. U.c. Ьаумана

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность диссертации. Интенсивное освоение космического пространства, коммерциализация космической деятельности, рост конкурентной борьбы среди ведущих в ракетно-космической отрасли стран и стран, развивающихся в этом направлении, предъявляют новые требования к ракетно-космической технике, в том числе к двигательным установкам разгонных блоков и систем орбитального маневрирования, работающих на жидких компонентах (кислород-водород, кислород-метан и др.). Основными среди них являются повышение надежности, экономичности, снижение стоимости разработки, изготовления и эксплуатации, обеспечение токсикологической безопасности двигательной установки.

Создание высокоэкономнчного ЖРД во многом зависит от эффективности наружного (регенеративного) охлаждения камеры.

В связи с этим актуальной является задача повышения эффективности теплообмена в регенеративной системе охлаждения камеры ЖРД, решение которой позволит повысить не только удельный импульс, но и надежность работы ЖРД.

В настоящее время в подавляющем большинстве эксплуатирующихся камер ЖРД используется сребренный тракт охлаждения, который обеспечивает интенсификацию теплообмена по сравнению с гладким каналом в I 5...3 раза. Такой уровень интенсификации зачастую не обеспечивает удовлетворительного температурного состояния конструкции, так как в последнее время наблюдается тенденция увеличения давления в камере сгорания и применение энергоемких топлив. Поэтому для уменьшения тепловых потоков в стенку двигателя практически всегда используется низкотемпературное внутреннее (завесное) охлаждение, что приводит к потере удельного импульса.

Возникает необходимость перехода к новым конструкциям и технологиям изготовления теплообменных трактов, обеспечивающих надежное высокоэкономичное охлаждение камеры ЖРД.

Один и°. перспективных и эффективных методов интенсификации теплообмена заключается в использовании пористых металлов (ПМ) в теплообменных устройствах. Но хотя заполнение теплообменного тракта пористым высокотеплопроводным металлом с малым термическим сопротивлением между стенкой и пористым металлом максимально интенсифицирует теплообмен, наблюдается резкое увеличение гидравлического сопротивления, что сдерживает применение этого метода в системе регенеративного охлаждения ЖРД. Для уменьшения потерь давления приходится идти на уменьшение

скорости движения теплоносителя в ПМ за счет увеличения проходного сечения тракта, что приводит к сннжению интенсификации теплообмена и повышению массы и габаритов тракта.

Уменьшить потери давления в системе охлаждения, не изменяя габаритных размеров теплообменного тракта, можно, если перейги от общеизвестного продольно-канального к межканальному (продольно-поперечному) движению теплоносителя через ПМ, изготовленный методом диффузионной сварки в вакууме металлических тканых сеток.

Принцип межканальной транспирации в сочетании с межсеточной фильтрацией теплоносителя впервые позволяет создать высокоэффективный пористый теплообменный тракт с большей эффективностью теплообмена, чем у лучших оребренных трактов.

Тракт с межканальной транспирацией теплоносителя (МКТТ) сочетает в себе высокую теплоотдачу, свойственную ПМ, и низкие потери давления.

Пористый тракт с межканальной транспирацией теплоносителя, в частности, открывает перспективы для создания безгазогенераторного кислородно-водородного ЖРД разгонных блоков (межорбитальных буксиров) с давлением в камере сгорания сто и более атмосфер, что значительно повышает его удельный импульс. Тракт с МКТТ эффективен и в системе охлаждения ЖРД малой тяги, где скорости компонента малы.

Целью работы является разработка нового метода интенсификации теплообмена с использованием принципа межканальной транспирации теплоносителя сквозь пористый сетчатый материал (ПСМ) в системе наружного охлаждения ЖРД и в рекуперативных теллообменных аппаратах (РТА), позволяющего повысить эффективность и надежность работы ЖРД, а также методов теплогндравлических расчетов этих систем. Достижение указанной цели осуществлялось путем решения следующих основных задач:

1. Разработка конструкций высокоэффективных пористых теплообменных трактов, работающих при высоких давлениях, для системы регенеративного охлаждения ЖРД и рекуперативных теплообменных аппаратов.

2. Разработка математической модели, описывающей двухмерное турбулентное течение сжимаемой жидкости и теплообмен в пористом анизотропном материале.

3. Разработка метода расчета параметров теплообменного тракта с межканальной транспирацией сжимаемого теплоносителя через пористый анизотропный материал.

4. Разработка нового пористого материала с оптимальными для теплообменного пористого тракта свойствами.

5. Обобщение результатов экспериментальных исследований гидравлического сопротивления ПСМ и теплообмена в пористых трактах с МКТТ, получение критериальных

зависимостей для использования их в методах расчета регенеративной системы охлаждения ЖРД и РТА с МКТТ; оптимизация параметров тракта с межканальной транспирацией теплоносителя.

Научная новизна работы состоит в следующем:

- разработан новый метод охлаждения ЖРД и других теплонапряжекных изделий с использованием принципа межканальной транспирации теплоносителя сквозь ПСМ, позволяющий повысить надежность работы двигателя;

- разработан новый метод расчета параметров теплообменного тракта с межканалы гой транспирацией сжимаемого' теплоносителя сквозь пористый анизотропный материал применительно к системе регенеративного охлаждения ЖРД и РТА;

- разработана математическая модель, позволяющая рассчитывать поля давления и температуры при двухмерном турбулентном течении однофазной сжимаемой жидкости сквозь анизотропный пористый металл, сформулированы начальные и граничные условия;

- теоретически получено выражение для расчета поверхностного коэффициента теплоотдачи в канале, заполненном ПМ, определены условия максимальной интенсификации теплообмена;

- теоретически обоснована и экспериментально подтверждена необходимость перехода от одномерного к двухмерному движению теплоносителя сквозь ПМ с точки зрения повышения эффективности теплообмена;

- впервые экспериментально исследовано гидравлическое сопротивление пористых сетчатых материалов, полученных методом диффузионной сварки металлических тканых сеток в вакууме, на ламинарном, переходном и турбулентном режимах течения; установлена анизотропия гидравлических свойств ПСМ, а также влияние механической обработки на проницаемость ПСМ;

- впервые экспериментально исследован теплообмен в пористых сетчатых металлах при двухмерной межсеточной фильтрации теплоносителя, получено обобщающее критериальное уравнение теплоотдачи в пористом тракте с МКТТ;

- расчетно-экспериментальным путем установлена критериальная зависимость для внутрипорового объемного коэффициента теплоотдачи в ПСМ;

. - экспериментально исследованы поля давлений и температуры в подводящих и

отводящих каналах тракта с МКТТ. Разработан метод их расчета.

Достоверность научных результатов определяется:

- использованием в математических моделях фундаментальных уравнений газовой

динамики и теплообмена, современных численных методов;

- удовлетворительным согласованием результатов расчетов с экспериментальными

данными автора и данными других исследователей.

Практическая ценность и реализация работы. Разработанные в диссертационной работе модели и методы расчета двухмерных течений и теплообмена, пакеты прикладных программ, а также полученные результаты позволяют прогнозировать и определять оптимальные параметры теплообменного тракта с МКТТ. Разработаны схемные, технологические и конструкторские решения регенеративного тракта охлаждения ЖРД и РТА с МКТТ. Экспериментально обосновала возможность создания высокоэффективного малоперепадного пористого теплообменного тракта. Применение регенеративного тракта охлаждения с МКТТ позволяет повысить удельный импульс ЖРД за счет уменьшения расхода компонента на внутреннее охлаждение. Применение тракта с МКТТ в РТА уменьшает его массу за счет высокой эффективности теплообмена.

Результаты работы и пакеты прикладных программ используются на предприятиях НИИМАШ, НИИХМ, РКК "Энергия" им. С.П. Королева, МИЦ им. М.В. Келдыша, ОАО "Энергомаш" им. В.Г1 Глушко в НИР и ОКР. Результаты работы внедрены в учебный процесс кафедры "Ракетные двигатели" МГТУ им. Н.Э. Баумана.

Апробация работы. Основные положения работы докладывались и обсуждались в МГТУ им. Н.Э. Баумана (кафедра "Ракетные двигатели", отделение НИИЭМ-1, научно-техническая конференция МГТУ, Москва - 1995); на республиканской конференции "Совершенствование теории и техники тепловой защиты энергетических устройств", Киев-1987; на 9 Всесоюзной научно-технической конференции по космической энергетике, Куйбышев - 1988; на Международном аэрокосмическом конгрессе, Москва - 1994; на первой и второй Российской национальной конференции по теплообмену, Москва - 1994, 1998; на Международном симпозиуме по интенсификации теплообмена, Москва - 1995; на International Symposium of TURBULENCE HEAT AND MASS TRANSFER, Lisbon, Portugal -1996; на второй, третьей и четвертой Российской научно-технической конференции "Процессы горения и охрана окружающей среды", Рыбинск - 1995, 1997, 1999; на первой и второй Международной конференции по компактным теплообменникам для промышленности, Snowbird, USA - 1997, Banff, Canada - 1999; на второй Международной школе-семинаре "Внугрикамерные процессы, горение и газовая динамика дисперсных систем", Санкт-Петербург - 1997; на .первом Международном симпозиуме "Передовые термические технологии и материалы", Кацивели, Украина - 1997, на Региональном межвузовском семинаре "Моделирование процессов тепло- и массообмена", Воронеж -1997; на Российской межвузовской и межотраслевой научно-технической конференции

"Ракетно-космические двигательные установки", Москва - 1998; на Международной научной конференции "Ракетно-космическая техника", Москва - 1998; на Международной научной конференции, Самара - 1999.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 37печатных работ. Получено три авторских свидетельства.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, шести глав, выводов и списка литературы (268 наименований), содержит 268 страниц, 21 таблицу и 95 рисунков.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении показана актуальность темы диссертации, сформулированы цель работы и задачи исследования, а также изложены основные экспериментально-теоретические результаты.

В первой главе рассмотрены основные методы интенсификации теплообмена в регенеративной системе охлаждения ЖРД и РТА. Показано, что интенсификация теплообмена в оребренных трактах достигла максимальной величины и не. всегда удовлетворяет требованиям тепловой защиты.

Подробно рассмотрены возможности трактов с искусственной шероховатостью и трактов с компланарными каналами с целью использования их в регенеративной системе охлаждения ЖРД.

Впервые представлены результаты экспериментальных исследований теплообмена в трактах с компланарными каналами и максимально высоким оребрением. Показано, что в трактах с компланарными каналами высокий коэффициент оребрения не уменьшает интенсификацию теплообмена за счет вихреобразования. Интенсификация теплообмена в трактах с компланарными каналами и высоким коэффициентом оребрения достигает десятикратного увеличения по сравнению с гладкой трубой, но сложная технология изготовления и высокие коэффициенты гидравлического сопротивления затрудняют их использование в ЖРД

Одним из перспективных и эффективных способов интенсификации теплообмена является применение в теплообиенных устройствах пористых металлов, что отражено в работах C.B. Белова, Л.Л.Васильева, Б.В. Дзюбенко, Ю.А. Зейгарника, В.М. Ерошеико, В.М.Поляевз, AB. Сухова, M.Kaviany, K.Kar и многих других исследователей. Физическую основу этого способа составляет чрезвычайно высокая интенсивность теплообмена между проницаемой пористой матрицей и протекающим сквозь нее теплоносителем вследствие очень развитой поверхности их соприкосновения.

Анализ методов и результатов экспериментально-теоретических исследований вопросов прочности, теплопроводности, процессов гидродинамики и теплообмена в ПМ свидетельствует о перспективности использования пористых металлов в системах тепловой защиты и в рекуперативных теплообменных аппаратах. Но при этом анализ публикаций показывает, что примерно 90% из них связано с одномерным движением теплоносителя сквозь ПМ, что приводит к большим гидравлическим потерям. При их математическом моделировании в большинстве случаев рассматривается одномерное ламинарное движение несжимаемой жидкости, хотя большое практическое значение имеют модели, позволяющие рассчитывать теплообмен при двухмерном турбулентном движении сжимаемой жидкости. В конструкциях теплообменных трактов не учитывается анизотропность свойств ПМ, хотя это приводит к снижению эффективности теплообмена.

Показано, что применение диффузионно-вакуумной технологии изготовления ПСМ (А.П.Сигачев, Б.П.Капралов) может явиться основой для создания новых высокоэффективных малоперепадных пористых теплообменных трактов. Сформулированы требования, которым должен отвечать ПМ с точки зрения его оптимальной применимости в теплооб менном тракте.

Результаты обзора свидетельствуют о преимуществе расчетно-экспериментального метода исследования теплообмена в пористых средах.

На основании анализа состояния проблемы сформулированы цель и задачи исследования.

Во второй главе впервые выполнено теоретическое обоснование необходимости перехода от одномерного (продольно-канального) к двухмерному (межканальному) движению теплоносителя сквозь пористый металл в теплообменных аппаратах и системах тепловой защиты.

Из анализа модифицированного уравнения Дарси:

можно сделать следующие выводы.

1. Чтобы снизить потери давления в пористом тракте, надо сократить путь движения теплоносителя через ПМ и уменьшить вязкостной и инерционной коэффициенты сопротивления пористой среды аир.

2. Увеличение скорости движения V/ через ПМ (т.е. увеличение теплообмена) при заданных потерях давления также может быть достигнуто уменьшением пути движения и коэффициентов сопротивления ПМ.

Уменьшить путь движения теплоносителя через ПМ, не изменяя габаритных размеров теплообменного тракта Ь, можно, если перейти от общеизвестного продольно-канального к межканальному движению теплоносителя через ПМ (рис. 1).

Организовать межкаиальную транспирацию теплоносителя (МКТТ) через ПМ можно следующим образом (рис.1). В пористом металле (4) тракта необходимо выполнить продольно расположенные подводящие (2) и отводящие (5) теплоноситель каналы, симметрично расположенные относительно друг друга. Торцы каналов (3) непроницаемые. Теплоноситель из коллектора (1) попадает в подводящие каналы (2), заполняет их и под действием перепада давления движется через ПМ (4) в соседние два отводящие (5) канала. Из отводящих каналов теплоноситель поступает в коллектор (6). Подводящие и отводящие каналы чередуются. Изменяя число каналов, можно добиться требуемых скоростей фильтрации теплоносителя через ПМ, не увеличивая толщину пористой вставки 5.

Рассмотрены два варианта конструктивного выполнения теплообменного тракта с МКТТ. В первом случае подводящие (2) и отводящие (5) каналы выполняют в пористом металле, но при этом боковые поверхности каналов непроницаемы для тепло носителя (рис.1). Во втором варианте каналы выполняются в наружной оболочке (8) тракта (рис.2).

Исследовано влияние числа каналов на потери' давления в трактах с МКТТ. При изменении числа каналов N изменяется путь движения теплоносителя через ПМ и, следовательно, потери давления. Расстояние между подводящими и отводящими каналами 1 может быть соизмеримо с толщиной пористого металла (3...5 мм).

Анализ модифицированного уравнения Дарси показывает, что отношение потерь давления в пористых трактах с МКТТ для несжимаемой жидкости на ламинарном режиме течения составляет:

Д/>/ДЯ2 = ЛГг2

где N1 и N3 - число каналов в трактах.

Для турбулентного режима течения несжимаемой жидкости отношение потерь давления равно:

АР^АР, -Л^/Л^3.

Для расчета=потерь давления при течении сжимаемой жидкости можно воспользоваться уравнением состояния идеального газа:

Тогда для ламинарного режима отношение потерь давления:

ад;

■мчи^'м

а для турбулентного режима: N 'I' Т

М ' 1ср 2

где вычисление среднего давления жидкости Рср в пористом металле производится одним из итерационных методов.

Из вышеприведенных зависимостей видно, что для уменьшения потерь давления на прокачку теплоносителя необходимо использовать тракты с большим числом каналов.

На турбулентном режиме течения теплоносителя через ПМ, характерном для современных систем тепловой защиты и РТА, модифицированное уравнение Дарси принимает вид:

Д1ЧЫ0р#\

Выигрыш в скорости движения теплоносителя с МКТТ по сравнению с продольно-канальным (П-К) движением при одинаковых равен:

Гщтт =(£//)й'\

где Ь - продольный размер теапообменного тракта, 1 - путь фильтрации теплоносителя через ПМ.

Теплообменный тракт с межканальной транспирацией теплоносителя особенно эффективен при большой протяженности тракта (Ь » 1) и турбулентном режиме движения, т.е. в области, где кольцевой тракт с пористым наполнителем становится малоэффективным. Увеличение безразмерного коэффициента теплоотдачи на турбулентном режиме и одинаковых числах Рейнольдса составит: Л«мт I Яи„_к = (£ / /)м.

Важным преимуществом тракта с МКТТ является то, что площадь проходного сечения тракта возрастает не за счет увеличения поперечных габаритов тракта, а за счет большого числа подводящих и отводящих каналов N. Площадь проходного сечения тракта с МКТТ равна: Гп/, - N15. При этом для достижения максимальной скорости движения теплоносителя- приходится уменьшать толщину пористой вставки до предельного допустимого значения, определяемого типом и технологией изготовления ПМ.

Увеличить интенсификацию теплоотдачи в тракте с пористым наполнителем можно также за счет применения более теплопроводного пористого материала, не увеличивая при этом скорость фильтрации теплоносителя. Если из конструктивных или технологических соображений замена материала пористого наполнителя на более теплопроводный

невозможна, то необходимо применять ПМ с анизотропной структурой, таким образом, чтобы теплопроводность ПМ в направлении воздействия теплового потока увеличилась.

Для эффективной работы теплообменкого тракта с МКТТ пористый наполнитель должен обладать следующими свойствами:

1) минимальным гидравлическим сопротивлением в направлении движения теплоносителя;

2) высокой теплопроводностью в направлении воздействия теплового потока;

3) высокой удельной и ударной прочностью, необходимой при изготовлении тонкостенных (1 ...Змм) протяженных осесимметричных оболочек;

4) равномерной микроструктурой (рис.3) и стабильной проницаемостью.

Этими свойствами обладают пористые сетчатые металлы, из готовленные методом диффузионной сварки сеток в вакууме.

Во второй части главы 2 аналитически решена задача теплообмена в канале, заполненном ПМ, при одномерном течении однофазного теплоносителя для случая, когда коэффициент теплопроводности теплоносителя мал по сравнению с коэффициентом теплопроводности ПМ, и им можно пренебречь, что характерно для условия охлаждения ЖРД. Схема пористого теплообменного элемента представлена на рис.4.

В тракте с МКТТ одномерное течение будет иметь место при / » 5. Решено уравнение теплопроводности для случая, когда ду -> 0, что соответствует тонкому пористому ребру или выделенному элементарному сечению матрицы. В такой одномерной постановке примем, что:

1) расход во всех сечениях от 0 до 5 постоянный;

2) теплоноситель не успевает прогреться, пройдя через сечение матрицы толщиной (1у;

3) стенка между пористым материалом и продуктами сгорания бесконечно тонкая;

4) распределение температуры теплоносителя по координате X известно;

5) распределение температуры матрицы в соседних сечениях по координате У известно.

Уравнение теплопроводности на стационарном режиме имеет вид:

ах

где - коэффициент теплопроводности матрицы;

Т-температура матрицы;

- объемный коэффициент теплоотдачи;

т.(х) - темперагура теплоносителя.

Решая уравнение теплопроводности, можно показать, что коэффициент теплоотдачи от стенки внутрь пористой матрицы равен: 1 - е~2М

= <»>

где к = (Ь«/Я,м)0'5 , к* - (!иЯ*)0'5 .

Оценив порядок величин, входящих в (1), можно заметить, что даже при самом малом

значении параметра к5=1,69 величина ^ ^ _2Ы = 0.934 и близка к 1, поэтому можно считать,

что сц, = к*, т.е. параметр к* = (ЬДМ)0,5 - это максимально возможная теплоотводящая способность пористой матрицы.

Функция (1 - с'211У(1 + е'2и) - П1(кб) с ростом к5 асимптотически приближается к единице. Уже при К5 5 2,65 се значение отличается от единицы не более, чем на 1%, откуда следует, что увеличение толщины матрицы свыше 60ЩХ - 2,65 (ХМЛ1У)0,5 не даст дополнительного роста теплоотдачи.

Второй важный частный случай, когда разница в температуре матрицы и теплоносителя не меняется по толщине матрицы. В таких условиях можно ожидать некоторого снижения теплоотдачи по сравнению, например, с постоянной по сечению температурой теплоносителя на начальном участке.

Тогда, решая уравнение теплопроводности, получим, что коэффициент теплоотдачи равен:

а>Ф ~ а °™шальная толщина ИМ равна:

При оптимальной толшпис пористого материала коэффициент теплоотдачи составляет

амь ~ (—7~')в'' - 0.866{,ДА)0!, что подтверждает предположение о том, что условия 4

теплообмена при постоянном перепаде температуры хуже, чем при постоянной температуре теплоносителя, где, как показано выше, а^ 2 0>934(ДЛ1/1У)0-5.

Наличие максимума о зависимости а^(6) подтверждается численными расчетами течения и теплообмена в пористой матрице.

Таким образом, можно считать установленным следующий практически важный факт. Максимальная теплоотдача от теплоотдающей стенки в матрицу для случая, когда разница в температуре матрицы и теплоносителя не изменяется по толщине матрицы, наблюдается при 5 = (.ЧХи-'К)"'5. Во всех других случаях толщина матрицы не должна превышать значения

бщю - 2,65 (Хи/Т1„)0,5, поскольку ни при каких условиях это не даст увеличения локального коэффициента теплоотдачи от теплоотдающей стенки,

Для расчета потерь давления и Ь» необходимо знать удельный расход теплоносителя О в ПМ, который будет переменным по длине ячейки тракта с МКТТ. Удельный расход в ПМ в области подводящих и отводящих каналов и в середине матрицы в разный, если полуширина каналов Н|, Н4 не равна толщине матрицы 5 (рис.5).

Удельный расход зависит также и от глубины каналов в случае выполнения их в теле ПМ, Действительно, удельный расход в области расположения каналов выше, чем в центре вследствие стеснения сечения тока.

Показано,' что в одномерной постановке задача расчета среднею удельного расхода теплоносителя в ячейке тракта имеет решение:

2 Н2 211,

Ь + Н1/2 + Н4/2 + ($-Н1) + ($~Н3)' В случае, когда в тракте с МКТТ отношение 1/5 мало н расход теплоносителя по толщине ПМ не постоянен, течение сжимаемого газа в элементарной ячейке тракта с МКТТ носит двухмерный характер. Тогда при расчете течения и теплообмена необходимо использовать численное моделирование.

В третьей части второй главы решена задача гидродинамики и теплообмена в пористом материале применительно к межкамалыюи транспирации теплоносителя в двухмерной постановке на стационарном режиме теплообмена.

Схема расчетной области тракта с МКТТ и каналами, расположенными в наружной оболочке, показана на рис.6. Математическая модель будет иметь вид. Уравнение движения: № = -\D\grad р,

где О - коэффициент псевдодиффузии. Согласно модели Дарен - Бринкмана -Форшхаймера для анизотропного материала: 1

о

+рАН

где

« = иш - вектор скорости,

- модуль вектора уу,

и - проекция вектора \\ на ось х, V - проекция вектора уу на ось у.

В данном случае коэффициент псевдодиффузии [О] записан через коэффициенты гидравлического сопротивления вдоль главных осей проницаемости. Уравнение неразрывности: (11у(р \у)=0.

Уравнение энергии для пористого каркаса записывается в виде: где тензор теплопроводности каркаса ] в ортотропном материале:

м-

О

. 0 V

Л5,, Хп - коэффициенты теплопроводности вдоль главных осей теплопроводности ПМ. Уравнение энергии для теплоносителя записывается в виде: ¿"{(рс)а™Та -Л0%гш1 Г0)= Л„(Г5 -Г0). Уравнение состояния:

Ро

Замыкающим данную задачу уравнением является критериальное уравнение внутрипорового конвективного теплообмена: Ыиу = к,Иеи Рг",

Л) - V и )

При рассмотрении течения теплоносителя по одиночной секции пористого тракта систему уравнений необходимо дополнить граничными условиями. Граничные условия для уравнения движения

Х2 Граничная поверхность Граничные условия

1. АВСО (Р«-)=0

НПЧ5 (р»И>

2. 1\ Р=Р.,=Ро

ИЕ Р=Р.м,=Р1

3. У, ЕР (руу, п)=0

№ Граничная поверхность Граничные условия

1 АВ, Сй, Ш, йР (8га<1Т,п)=0

2 те (-Х8вгас1Т5,п)=я(х)

3 ВС, СЕ, Ш (-Х^га<Л\!,п)=0

4 А1 (р\уСТ8-Х6§гас1Т6)п)=рС«'Т,х

5 ОЕ

Для тракта с МКТТ и каналами в теле ПМ расчетная схема представлена на рис 7.

Граничные условия для уравнения движения

№ Граничная поверхность Граничные условия

1. АВСЭ (pw)=0

вни (р*)=0

2. Ж, СИ (р\у, п)=0

ЭЕ, АЬ (pw, п)=0 .

3. КЪ Р=Р„=Ро

ЕЕ Р=Р«ых=Р1

Граничные условия для уравнений теплопроводности и энергии

№ Граничная Граничные условия

поверхность

1 ВЦ СЕ, И, вН ^га(1Т&п)=0

2 ТН (-ХзёгасЛ^п^х)

3 ВС, К1, РН (-^гас^п^О

4 кь (р№СТ8-Х|!2га<1Те, п)=-рСн'Т1(х

5 ЕЙ (-А.вёгас1Тг,п)=0

Для решения данной задачи необходимо задаться следующими теплофшическими характеристиками пористого материала и охладителя:

п

Записанная таким образом математическая модель течения и теплообмена является замкнутой и соответствует физической картине экспериментальных исследований.

Разработанная математическая модель течения и теплообмена в ПМ решалась конечно-элементным методом контрольного объема. Результаты расчетов представлены в пятой главе.

В третьей главе приводится описание экспериментальной газодинамической установки, рабочих участков, спроектированных и изготовленных для исследования гидравлического сопротивления пакетов сеток и пористых материалов.

Хотя пакеты сеток не используются в РТА в качестве ПМ из-за не связанности сеток между собой, однако изучение гидравлического сопротивления пакетов сеток позволяет узнать те минимальные коэффициенты сопротивления, которые будут у ПСМ с пористостью близкой к пористости пакета недеформированной тканой сетки. Поэтому в данной работе получены экспериментальные данные по гидравлическому сопротивлению при одномерном течении газа в пакетах тканых фильтровых сеток П24, П60, С120, С200, С600'2200 при межсеточной (¡¡) и ортогональной фильтрации газа к плоскости сетки (1) (рис.8,9)

Установлена анизотропия гидравлического сопротивления пакетов сеток. Инерционный коэффициент сопротивления имеет меньшее значение при межсеточной фильтрации газа. Наблюдается увеличение коэффициентов сопротивления а и Р не только с уменьшением пористости- сетки, но и с увеличением числа осноь тканой фильтровой сетки. Уменьшение сопротивления связано и со способом укладки сеток в пакет. У фильтровых тканых сеток при межсеточной фильтрации газа и угле между соседними сетками ф, отличном от 0°, диаметр поровых каналов увеличивается, и наблюдается уменьшение коэффициентов сопротивления. Установлено, что сопротивление пакетов сеток из мелкопористой сетки С120 на порядок больше, чем сопротивление пакетов крупнопористых сеток 1160, П24. При межсеточной фильтрации газа количество сеток в пакете не влияет на гидравлическое сопротивление. При ортогональной фильтрации газа к плоскости сеток наблюдается рост коэффициентов сопротивления с увеличением числа сеток. У крупных сеток типа П60 этот рост незначителен (менее 5%).

Из рисунков 8, 9 хорошо видно, что минимальное гидравлическое сопротивление наблюдается у пакетов из сеток П24, П60 при межсеточной фильтрации теплоносителя и при угле ф отличном от 0°. Следовательно, наименьшее гидравлическое сопротивление пористых сетчатых материалов, изготовленных методом диффузионной сварки сеток в вакууме, с пористостью, близкой к пористости исходной сетки, будет у ПСМ, изготовленных из сетки 1124,1160, при межсеточной фильтрации теплоносителя и у1ле ф больше 0°.

Во второй части главы 3 впервые представлены результаты исследования по определению коэффициентов сопротивления ПСМ, изготовленных методом диффузионной сварки в вакууме тканых фильтровых сеток П24, П60, С120, С600/2200 (ГОСТ 3187-76) и тканых сеток с квадратной ячейкой 0.7, 0.8 (ГОСТ 6613-73), при одномерной межсеточной фильтрации теплоносителя и при фильтрации теплоносителя ортогонально плоскости сеток в диапазоне пористости 0,21 ...0,69.

При исследовании гидравлического сопротивления ПСМ определялись вязкостный а и инерционный Р коэффициенты пористой среды (по методу Ю.В. Ильина). Используя эти коэффициенты, входящие в модифицированное уравнение Дарси, можно с большой точностью определять потери давления в пористом наполшгтеле. Для сравнения эффективности пористых теплообменных трактов между собой и с трактами без ПМ также определялись коэффициенты сопротивления в зависимости от числа Re: E;d = lIRej). За линейный размер принимался эквивалентный гидравлический диаметр канала, незаполненного ПМ: d-Jk,=26.

ПСМ с одной и той же пористостью можно получить из сеток с разным типом плетения и номером. Номенклатура сеток огромна. Поэтому вначале выборочно исследовались ПСМ из различных сеток. ПСМ, для которых получены лучшие результаты, исследовались подробно.

В ПСМ угол смещения между основами соседних фильтровых сеток <р принимался равным 45". При таком угле смещения в осссимметрпчных пористых оболочках обеспечивается практически равномерная радиальная теплопроводность пористой оболочки. Проницаемость наружной поверхности пористых образцов после механической обработки восстанавливалась электрохимическим методом.

Анализируя результаты гидравлического сопротивления ПСМ, можно отметить, что также как и пакеты сеток ПСМ, изготовленные из тканых фильтровых сеток, являются анизотропными материалом!!. Например, для ПСМ из сетки П60 с пористостью П = 0,48 отношение коэффициентов а±/а.{ и ßj/ßj при фильтрации теплоносителя ортогонально к плоскости сварки сеток (1) и при межсеточной фильтрации (||) составило aja\ = 2,7 и = 2,4. На рис.10, 11 представлены коэффициенты сопротивления ПСМ из сетки П24. Хорошо видно, что при межсеточной фильтрации гидравлическое сопротивление ПСМ значительно меньше, чем при фильтрации теплоносителя ортогонально плоскости сварки сеток.

ПСМ из сетки с квадратной ячейкой практически изотропны из-за способа плетения проволок и хаотической укладки сетки в пакетах. Несмотря на высокую пористость, ПСМ из сетки с квадратной ячейкой и диаметром проволоки 0,1 мм имеет более высокие

коэффициенты сопротивления, чем ПСМ из фильтровой сетки П24 или П60. Это объясняется высокоразвитой внутренней структурой IICM. Гидравлическое сопротивление Г1СМ из сетки с квадратной ячейкой не стабильно из-за возможного сдвига проволок в сетке и ее произвольной укладке. У ПСМ из сетки с квадратной ячейкой инерционный коэффициент при межсеточной фильтрации больше, чем при ортогональной фильтрации. Следовательно, для трактов с МКТТ ПСМ из этой сетки использовать не рекомендуется.

Гидравлическое сопротивление ПСМ зависит не только от пористости, но и от типа сетки. Для исследования влияния типа сетки на гидравлические сопротивление ПСМ были изготовлены и испытаны образцы из нержавеющей сетки С120. При одинаковой пористости (П ~ 0,3) гидравлическое сопротивление ПСМ из крупнопористой сетки П60 меньше, чем из мелкопорнстой сетки С120:

ПО -jg. Ачго 2 з

°7760 Ра 60

ПСМ из стеки С120 имеет более сложную внутреннюю структуру с высокоразвитой поверхностью. При использовании ПСМ из еще более мелкопористой сетки С600/2200 наблюдается дальнейшее увеличение гидравлического сопротивления:

^Сб'О _ ^ . _ Ç2

аЛ60 Рпю

Таким образом, применение крупнопористой фильтровой сетки полотняного плетения для изготовления ПСМ выгодно по двум причинам:

1) меньшее гидравлическое сопротивление при одинаковой пористости;

2) возможность получения ПСМ с высокой пористостью.

По сравнению с пористыми порошковыми металлами (C.B. Белов) коэффициенты сопротивления ПСМ а и (} из сетки П24...П60 при межсеточной фильтрации меньше более чем в 10 раз. Это объясняется низкой шероховатостью (1 мкм) холоднокатанной проволоки и регулярностью структуры ПСМ (рис.3).

Установлено, что пористые сетчатые материалы после механической обработки имеют повышенное гидравлическое сопротивление из-за затирания пор инструментом. Значительное увеличение коэффициентов сопротивления после механической обработки наблюдается у образцов с малой пористостью (П=0.214). С увеличением пористости ПСМ отличие в гидравлическом сопротивлении уменьшается. Для ПСМ из сетки П24 при межсеточной фильтрации после механической обработки получены зависимости коэффициентов сопротивления от пористости:

а = 6.65Н07-1ГМ75 . Р = 173.68 П"9' (П=0.214...0.386).

После механической обработки ПСМ необходимо проводить восстановление проницаемости обработанной пористой поверхности электрохимическим способом. Если это невозможно сделать по какой-либо причине, то рекомендуется использовать только ПСМ с пористостью, близкой к пористости исходной сетки.

Коэффициенты сопротивления ПСМ из сетки П60 с восстановленной проницаемостью при межсеточной фильтрации теплоносителя, полученные экспериментальным путем, можно обобщить зависимостями:

а = (-5.148- П4 + 7.917- П3 - 4.409- П2+ 1,034- П - 0.0824) • 1013, Р = (3.345- П4 - 5.232- П' + 3.022- П2-0.7718 • П + 0.07531) ■ 108,

где П = 0.291 ...0.476. Для ПСМ из сетки П24 при межсеточной фильтрации теплоносителя получены следующие зависимости: а = 1.439-108-ГГ4 403,

Р = (-8.9857 П4 + 12.06- П3 - 5.812- П3+ 1.159 • П - 0.07546) • 108, пористость0.214. .0.412. Результаты исследования гидравлического сопротивления для ПСМ из сетки П24 при ортогональной фильтрации теплоносителя можно обобщить зависимостями: а =5.888- Ю'-ГГ5'779, Р = 516.75 • 1Т'307, пористость 0.214...0.412.

По результатам исследования гидравлического сопротивления ПСМ и анализу уравнений Дарси и Эргана сделан вывод, что для уменьшения числа экспериментов по определению коэффициентов а и Р для оценочных расчетов можно воспользоваться формулой Эргана:

П с!\ Л

Для каждого типа ПСМ достаточно провести один эксперимент по определению эквивалентного диаметра шарика <3Ъ чтобы найти а и Р для материалов с различной пористостью.

Кроме ПСМ исследовалось гидравлическое сопротивление медного высокопористого ячеистого материала (ВПЯМ), как возможного материала для пористого трака с МКТТ. Несмотря на высокую пористость П=0,75 .и большой средний диаметр пор с!ф = 1,5 мм, коэффициенты сопротивления а и Р у ВПЯМ больше, чем у ПСМ, что можно объяснить высокой шероховатостью внутренней поверхности, извилистостью поровых каналов и нерегулярностью структуры (а = 2,27 • 10®, 0 = 1,95 • 105).

Таким образом, из приведенных данных видно, что заполнение теплообмеш.ого тракта пористым сетчатым материалом с межсегочной фильтрацией теплоносителя позволяет

уменьшить потери давления в тракте, заполненном ПМ, при прочих равных условиях. Наименьшие коэффициенты гидравлического сопротивления наблюдаются у ПСМ из крупнопористых сеток П24,1160.

При двухмерной межсеточной фильтрации теплоносителя наблюдается увеличение коэффициентов сопротивления ПСМ по сравнению с одномерной фильтрацией теплоносителя. Это объясняется неоднородностью массовой скорости теплоносителя по высоте пористого наполнителя 5. В ПСМ с малой пористостью и малым отношением 1/5 большая часть расхода теплонреителя движется у наружной оболочки, фактическая площадь проходного сечения тракта уменьшается, что приводит к увеличение перепада давления и увеличению коэффициентов сопротивления а и р. С ростом отношения 1/6 сопротивление уменьшается и приближается к сопротивлению ПСМ при одномерном движении. К потерям давления в ПСМ добавляются потери давления при течении теплоносителя в подводящих и отводящих каналах, которые складываются из потерь на трение теплоносителя о стенки каналов и потерь от смешения струй при подводе и отводе теплоносителя через проницаемую поверхность канала.

При двухмерном течении теплоносителя в тракте с МКТТ подтверждена тенденция уменьшения коэффициентов гидравлического сопротивления ПСМ с уменьшением числа основ и у1 ков в сетке и с увеличением пористости ПСМ (рис. 12,13).

Из-за двухмерносги течения теплоносителя в трактах с МКТТ коэффициенты сопротивления ПМ зависят и от толщины пористой вставки 5 (рис. 12,13). Например, у ПСМ из сетки П60 (П=0,37) с ростом 5 от 3 мм до 5,6 мм и у ПСМ с пористостью 0,48 при б равной 2 мм и 3 мм наблюдается увеличение коэффициентов сопротивления.

В четпертой главе приведены конструкции экспериментальных модельных трактов с МКТТс каналами в теле ПСМ (рис. 1) и в наружной силовой оболочке (рис.2), разработанные автором. На 12 модельных трактах (П=0.2...0.751; ПСМ из сеток П24, П60, С120, С600/2200, с квадратной ячейкой, а также медного ВГ1ЯМ) впервые исследован теплообмен в пористых трактах с двухмерным течением теплоносителя через ПСМ при межсегочной фильтрации теплоносителя.

Используя сменные распределительные паронитовые кольца с различным числом отверстий для теплоносителя, на каждой модели тракта исследовалось влияние расстояния между каналами I на теплоотдачу и на потери давления в тракте с МКТТ. Одновременно с распределительными функциями паронитовые кольца выполняли роль теплоизоляции модели и электроизоляции для термопар огневой внутренней оболочки.

При обработке экспериментальных данных, с целью получения критериальных зависимостей, не использовались как аргументы параметры внутренней структуры пористого материала. За линейный размер принимался эквивалентный гидравлический диаметр канала, незаполненного ПМ: (1,„=2о. Такой подход позволяет повысить точность экспериментальных зависимостей.

Отмечено уменьшение теплоотдачи по сравнению с одномерным течением теплоносителя через ПМ: Это объясняется неравномерностью расхода теплоносителя по высоте ПМ. Уменьшение скорости фильтрации теплоносителя в ПМ у теплоотдающей поверхности, наличие зон в ПМ с малыми скоростями фильтрации, расположенных напротив подводящих и отводящих каналов у теплоотдающей поверхности, уменьшают теплообмен в пористом тракте с МКТТ по сравнению с кольцевым трактом заполненным ПСМ (В М.Полнев).

В исследованном диапазоне чисел 1*е не обнаружено заметного влияния пористости, типа сетки на теплоотдачу в тракте с МКТТ. Наблюдайся незначительное увеличение теплоотдачи с увеличением пористости ПСМ. Это можно объяснить тем, что с увеличением пористости ПСМ уменьшается гидродинамическая неравномерность течения теплоносителя по высоте пористого наполнителя и у горячей охлаждаемой поверхности реализуется больший расход теплоносителя, что увеличивает теплоотдачу в тракте с МКТТ. Кроме того, с увеличением пористости ПСМ увеличивается теплоогдающая поверхность ПСМ за счет уменьшения пятен контакта между соседними сетками и, следовательно, растет внутрипоровая теплоотдача. Но с другой стороны, при увеличении пористости уменьшается теплопроводность ПСМ, что приводит к уменьшению теплоотдачи в тракте. В результате суперпозиции этих взаимнопротивоположных факторов теплоотдача с увеличением пористости не уменьшается как в кольцевом канале, заполненном ПСМ, что положительно влияет на эффективность теплообмена в тракте с МКТТ.

Установлено, чтс> с уменьшением относительного пути движения теплоносителя через ПСМ теплоотдача увеличивается (рис.14). Уменьшение относительного пути движения 1/5 с 11,3 до 2,8 увеличило теплоотдачу примерно в 2,4 раза при прочих рапных условиях

Увеличение теплоотдачи с уменьшением отношения 118 учитывается »ведением поправочного коэффициента Е|, где коэффициент и вычисляется по формуле: е, ~ 0,5945 + 4,279(<У/Г) + 3,86(<5/Г)1 -4,У95(й //)3,

справедливой в диапазоне толщин пористого наполнителя 5 2.. 5,6 мм и расстояний между каналами 1 =7,97...33,77 мм.

Исследовано влияние коэффициентов теплопроводности Г1СМ и теплоносителя на теплоотдачу в тракте, заполненном пористым металлом. С увеличением коэффициента теплопроводности материала проволоки сетки ПСМ теплоотдача повышается. Так в результате замены нержавеющей сетки П60 на никелевую С600/2200 теплоотдача в тракте с МКТТ увеличилась на 20%. Использование медной сетки с квадратной ячейкой 0.7 еще больше повышает теплоотдачу (рис.15). Увеличение теплоотдачи будет более интенсивным, если замена материала не сопровождается изменением структуры ПСМ, так как в результате увеличения гидравлического сопротивления происходит увеличение неравномерности расхода теплоносителя по толщине ПСМ, что уменьшает теплоотдачу в тракте с МКТТ.

Использование медного ВПЯМ в трактах с МКТТ не дало ожидаемого высокого результата. Теплоотдача оказалась невысокой (рис. 15). Это связано с низким коэффициентом теплопроводности ВПЯМ. Подтвердилось влияние ¡18 на теплоотдачу в трактах с МКТТ, заполненных ВПЯМ.

Влияние коэффициента теплопроводности теплоносителя на теплоотдачу учитывается с помощью числа Рг, а влияние коэффициента теплопроводности материала сетки Я на

теплоотдачу с помощью коэффициента е^ = (--)0'4, где Лгл-ниюг - коэффициент

ЛглЧвяюг

теплопроводности нержавеющей стали 12Х18Н10Т.

Обобщающее критериальное уравнение поверхностной теплоотдачи в тракте с МКТТ в диапазоне изменения чисел Н.е = 20...2-104, чисел Рг = 0,7..,7, пористости ПСМ П=0,2...0,61, относ1ггелыюго пути движения теплоносителя II5 =1,4...11,3 имеет вид:

& = 0,57 Ке41,2 Рг"^7 е,е1 (2)

и представлено на рис. 16. По сравнению с каналом без пористого наполнителя увеличение теплообмена в трактах с межканальной транспирацией теплоносителя достигает шестидесяти раз для пористого сетчатого материала из нержавеющих стальных сеток и еще выше для медного пористого сетчатого материала.

Течение теплоносителя в подводящем и отводящем каналах тракта с МКТТ сопровождается подводом или отводом тепла, отбором или подводом массы, потерями на трение » возможным воздействием переменной геометрии тракта. Прочими факторами можно пренебречь. Такое течение можно описать условием обращения воздействия (Л А.Вулис), частная форма которого имеет вид: , с!и Л; <Ьп ¿¿£ к-1

и Ь т а а ■

:о

где М - число Маха, а - местная скорость звука, Р - площадь канала, т '- расход теплоносителя, к = Ср/О, Ь - работа трения. С! - количество подведенного тепла.

Практический интерес представляет расчет гладкого неизотермического канала постоянного сечения:

В качестве граничных условий для подводящего канала можно принять следующее:

- давление на входе в канал задано,

- скорость в конце подводящею канала равна нулю.

Для отводящего канала:

- скорость в начале канала равна нулю,

- давление на выходе из канала задано.

Дифференциальное уравнение относительно du/u может интегрироваться любым численным методом. В данном случае логично применение метода Эйлера, если принимать постоянной скорость отсоса (вдува) теплоносителя на протяжении участка длиной cjz и линейный характер изменения и на участке.

Для подтверждения вышеизложенного были проведены экспериментальные исследования. При проведении испытаний цилиндрических моделей тракта с МКТТ установлено влияние массовой скорости течения теплоносителя, pv на входе в подводящий канал на поля статического давления в подводящих и отводящих каналах (рис. 17,18). Отмечено повышение статического давления у непроницаемого торца канала. В канале с подводом газа через пористую поверхность (отводящем) давление изменяется более интенсивно, чем в канале с отводом газа (подводящем) при прочих равных условиях. В отводящих каналах плотность газа ниже, чем в подводящих, а скорость выше. При течении по подводящему каналу теплоноситель нагревается (рис.19). Его максимальная температура отмечена у непроницаемого торца канала. В отводящем канале температура теплоносителя по длине практически не изменяется (рис.20). Незначительное изменение температуры теплоносителя в отводящем канале объясняется оттоком тепла через стенки канала к холодному теплоносителю в подводящем канале.

Для контроля точности метода был проведен расчет течения в подводящем и отводящем каналах тракта. Учитывалось только расходное, воздействие на поток, воздействие трения и теплообмена не рассматривалось. Максимальная погрешность расчета - 8,9%.

По имеющимся данным распределения температур в подводящем и отводящем каналах тракта с МКТТ для определения объемной внутрипоровой теплоотдачи в ПСМ при

dm к-1 т а2

dQ.

межсеточной фильтрации теплоносителя проводилось численное моделирование течения с

Установлена зависимость N1^ от скорости и теплофизических свойств теплоносителя: Ыи, = 10'3 (14 ■ Рг - 5.5) • Яе122.

Сравнение с данными других авторов, полученными, главным образом, для порошковых пористых материалов, показывает значительную интенсификацию теплообмена в ПСМ по сравнению с другими ПМ.

от числа Рейнольдса для различных значений пористости ПСМ тракта с МКТТ при использовании ПСМ из нержавеющей, медной сетки и отношении 1/5 = 1,42...2,8; где 1-медный ПСМ; 2-ПСМ из сетки П24 (1/5=1.56; П=0.345), 3-ПСМ из сетки П60 (1/5=1.42; П=0.368), 4,5,6-ПСМ из сетки П60(1/5=2.4; П=0.48; 0.37; 0.22 соответственно).

Эффективность пористого тракта с МКТТ возрастает с увеличением числа Рейнольдса, пористости ПСМ, с уменьшением относительного пути движения теплоносителя. Как видно из рис. 21, эффективность тракта на турбулентном режиме течения с пористостью ПСМ П = 0,48 из нержавеющей сетки П60 и отношением 1/5 = 2,8 достигает одинадцатикратного увеличения по сравнению с кольцевым трактом, не заполненным пористым металлом. Эффективность тракта с медным ПСМ достигает семздесягикрагного увеличения.

В пятой главе представлен метод теплогидравлического расчета регенеративного тракта охлаждения ЖРД с МКТТ. Особенность расчета ЖРД с МКТТ заключается в том, что расход компонента по длине тракта охлаждения камеры переменный. При постоянном перепаде давления в тракте и заданном числе каналов в критическом сечении камеры наблюдается наибольший расход из-за минимального расстояния между каналами. Расход уменьшается с увеличением диаметра камеры. Изменяя толщину ПСМ по длине камеры, тип ПСМ, можно регулировать скорость компонента, а значит и температуру огневой стенки камеры. Варьируя этими параметрами, можно добиться практически постоянцрй температуры стенки камеры.

Показано, что для уменьшения температуры стенки камеры толщина пористой вставки должна быть переменной. Максимальная толщина ПСМ - в районе критического сечения камеры. Она уменьшается с уменьшением удельного теплового потока.

На основе предложенного метода выполнен расчет и оптимизация параметров регенеративной системы охлаждения кислородно-водородного ЖРД безгазогенераторной

различными коэффициентами в формуле: Ыи, = к^е"2 Р.»,

На рис. 21 показаны зависимости показателя эффективности теплообмена

схемы. Ранее применение таких двигателей сдерживалось наличием низкого давления в камере сгорания (например, американский ЖРД ЯЬ-Ю работает при Рк = 3 МПа), которое обуславливало сравнительно невысокое значение удельного импульса. Можно показать, что основным путем форсирования характеристик ЖРД безгазогенераторной схемы является увеличение подогрева водорода в охлаждающем тракте двигателя и, следовательно, температуры рабочего тела перед турбиной. Существующие системы регенеративного охлаждения не позволяют достичь температуры водорода более 300К, поскольку в этих системах увеличение теплоотдачи в тракте охлаждения связано с повышением скорости движения водорода и соответственно ростом потерь давления в тракте охлаждения, опережающим рост давления в камере за счет увеличения подогрева водорода. Показано, что благодаря высокой эффективности пористого тракта с МКТТ можно отказаться от внутренней низкотемпературной завесы и увеличить давление в камере сгорания до ста и более атмосфер, что приведет к увеличению удельного импульса на 8 % по сравнению с удельным импульсом прототипа (ЮЬ-ЮА-З-З) без увеличения габаритов сопла.

Выполнен теплогидравлический расчет параметров регенеративной системы охлаждения с МКТТ кислородно-керосинового ЖРД системы орбитального маневрирования с тягой 4кН. Похазано, что блягодаря высокой эффективности пористого тракта с МКТТ можно понизить температуру стенки камеры на величину примерно сто градусов при прочих равных условиях.

На рис.22-24 представлены результаты численного расчета полей давления, полей температур теплоносителя и пористого каркаса в ячейке тракта с МКТТ кислородно-керосинового ЖРД системы орбитального маневрирования.

С целью проверки надежности предлагаемой методики расчета теплового состояния конструкции тракта с МКТТ проведены огневые стендовые испытания опытных цилиндрических трактов. Цилиндрические тракты испытаны в составе модельного ЖРД работающего на компонентах топлива: спирт и газообразный кислород. Температура торможения продуктов сгорания на входе в экспериментальный тракт составляла 3060 К, давление продуктов сгорания -3.106 Па, удельный тепловой поток в огневую стенку тракта -5...7.106 Вт/м2, что соответствует условиям работы ЖРД малой тяги. На рис.25 представлены экспериментальная расчетная зависимость (2) и результаты огневых стендовых испытаний.

В соответствии с договором между НИИЭМ МГТУ и НИИМАШ выполнены проектные работы по созданию ЖРД с МКТТ, работающего на компонентах N^+N204, с тягой 2СЮ0Н и давлением в камере сгорания 2МПа. Камера ЖРД с МКТТ была изготовлена и испытана.

На рис.26 показана фотография камеры с МКТТ, готовой к проведению гидравлических и тепловых испытаний. Форсуночная голозка использовалась от штатного двигателя. Результаты гидравлических испытаний опытного образца ЖРД с МКТТ представлены на рис.27 и рис.28.

В тестой главе представлена конструкция рекуперативного теплообменнопо аппарата с МКТТ. Рассмотрен технологический процесс изготовления пористых трактов с МКТТ.

Приведен метод и результаты расчета рекуперативного теплообменного аппарата с МКТТ. Поиск оптимальных геометрических параметров теплообменника проводился с использованием метода минимизации штрафного функционала. Найденные размеры трактов по линии горячего и холодного теплоносителя позволили создать конструкцию теплообменного аппарата вдвое меньших габаритов, чем при использовании трактов с компланарными каналами при тех же потерях давления и тепловой производительности.

С целью проверки основных конструкторских и технологических решений был изготовлен опытный образец РТА с МКТТ: Испытания подтвердили его высокую эффективность.

ВЫВОДЫ

1. Разработан новый метод охлаждения ЖРД и других теплонапряженных изделий с использованием принципа межканальной траяспирации теплоносителя сквозь пористый сетчатый материал, позволяющий повысить надежность работы двигателя.

2. Разработан новый метод расчета параметров теплообменных трактов с межканальной транспирацией сжимаемого теплоносителя через поркстый сетчатый материал применительно к системе наружного охлаждения ЖРД и рекуперативному теплообменному аппарату для системы наддува топливных баков.

3. Разработана математическая модель, позволяющая рассчитывать поля давления и температуры при двумерном турбулентном течении однофазной сжимаемой жидкости через анизотропный пористый металл, сформулированы начальные и граничные условия для расчета новой системы охлаждения, позволяющей повысить экономичность и надежность работы ЖРД. .

4. Теоретически получено выражение для расчета поверхностного коэффициента теплоотдачи в канале, заполненном пористым металлом, определены усдовия максимальной интенсификации теплообмена.

5. Теоретически обоснована и экспериментально подтверждена необходимость перехода от одномерного к двумерному движению теплоносителя через пористый металл с точки зрения повышения эффективности теплообмена.

6. Впервые экспериментально исследовано гидравлическое сопротивление новых пористых сетчатых материалов, полученных методом диффузионной сварки металлических тканых сеток в вакууме, на ламинарном, переходном и турбулентном режимах течения, гидравлическое сопротивление которых в десять раз меньше, чем у лучших пористых металлов. Установлена анизотропия гидравлических свойств пористых сетчатых материалов, а также влияние механической обработки на проницаемость пористых сетчатых материалов. Учет этих свойств позволяет повысить эффективность пористого тракта.

7. Впервые экспериментально исследован теплообмен в пористых сетчатых металлах при двумерной межсеточной фильтрации теплоносителя. Получено обобщающее критериальное уравнение теплоотдачи в пористом тракте с межканальной транспирацией теплоносителя, позволяющее рассчитывать температурное состояние камеры двигателя.

8. Расчетно-экспериментальным путем установлена критериальная зависимость для внутрипорового объемного коэффициента теплоотдачи в ПСМ.

9. Экспериментально исследованы поля давлений и температуры в подводящих и отводящих каналах тракта с межканальной транспирацией теплоноаггеля. Разработан метод их расчета.

10. Разработанные в диссертационной работе модели и методы расчета двумерных течений, пакеты прикладных программ и расчетные методики, а также полученные результаты позволяют прогнозировать и определять • оптимальные параметры теплообмениого тракта с межканальной транспирацией теплоносителя. Разработаны схемные, технологические и конструкторские решения регенеративного тракта охлаждения ЖРД и рекуперативного теплообменного аппарата с межканальной транспирацией теплоносителя. Конструкция теплообменного тракта с межканальной транспирацией теплоносителя имеет мировую новизну и защищена тремя авторскими свидетельствами. Экспериментально обоснована возможность создания высокоэффективного малоперепадного пористого теплообменного тракта. Эффективность пористого тракта с межканальной транспирацией теплоносителя достигает семидесятикратного увеличения (по сравнению с эффективностью гладкого канала) и зависит от пористости, теплопроводности материала, типа ПСМ. Показано, что благодаря высокой эффективности пористого тракта с межканальной транспирацией теплоносителя можно отказаться' от внутренней низкотемпературной завесы и увеличить давление в камере сгорания кислородно-водородного безгазогенераторного ЖРД до 100 и более атмосфер, что приведет к увеличению удельного импульса на 8% по сравнению с удельным импульсом прототипа (RL-10А-3-3).

11. Результаты работы и пакеты прикладных программ используются на предприятиях НИНМАШ, НИИХМ, РИС «Энергия» им. С П. Королева, МИД им. М.В. Келдыша, ОАО «Энергомаш» им. В.П. Глушко. Результаты работы внедрены в учебный процесс кафедры «Ракетные двигатели» МГГУ им. Н.Э. Баумана.

Основное содержание диссертации отражено в следующих публикациях.

1. Орлин С.А., Поснов С.А., Пелевин Ф.В. Теплообмен и гидравлическое сопротивление в щелевых трактах с компланарными каналами // Известия вузов. Машиностроение.- 1984-№2,-С. 78-81.

2. A.c. 243211 (СССР). Пористый теплообменный тракт /В.М. Поляев, Ф.В. Пелевин, С.А. Орлин, С.Н. Елистратов. Заявлено 03.09.1984 г.-д.с.п.

3. A.c. 243901 (СССР). Охлаждаемая лопатка турбины /С.Н. Елистратов, Б.П Капралов, В.М. Кудрявцев, Н.Д. Кузнецов, Г.П. Нагога, Ф.В. Пелевин, В.М. Поляев, А.П. Сигачев. Заявлено 11.12.1985 г.-д.с.п.

4. A.c. 275545 (СССР). Пористый теплообменный тракт/Б.П. Капралов, Ф.В. Пелевин, В.М. Поляев, А.П.Сигачев. Заявлено 17.12.1986 г.-д.с.п.

5. Пелевин Ф.В., Климушкин А.Б., Орлин С.А. Теплообмен и гидравлическое сопротивление при межканальной транспирации теплоносителя через пористый наполнителы'/Труды МВТУ,- 1986-№510- С.76-80.

6. Гидравлическое сопротивление пористых сетчатых материалов / Б.П. Капралов, Ф.В. Пелевин, В.М. Поляев и др. // Совершенствования теории и техники тепловой защиты энергетических устройств: Тезисы докладов республиканской конференции,-Киев, 1987-С. 115-116.

7. Орлин С.А., Пелевин Ф.В., Поляев В.М. Расчет теплового состояния камеры двигателя -М : МВТУ, 1987.-16 с.

8. Пелевин Ф.В. К вопросу о повышении эффективности теплообменного тракта, заполненного пористым металлом It Труды МГТУ.- 1992 - №555 - С. 62-67.

9. Мартиросян A.A., Пелевин Ф.В. Двухкомпонентная вихревая форсунка с компланарными каналами // Известия вузов. Машиностроение,- 1993,- № 7 - 9. - С. ¡02 - 104. •

Ю.Маргиросян A.A., Пелевин Ф.В. Экспериментальные исследования характеристик камеры двигателя с вихревой, газожидкостной форсункой // Дзвесгия вузов. Машиностроение,-1994,-№ 1 - 3. - С. 55 - 58. И.Пелевин Ф.В. Повышение эффективности теплообмена в пористых теплообменных трактах И Труды 1-й Российской национальной конференции по теплообмену.- М., 1994,-Т.8.-С. 168-171.

7.6

12,Пелевин Ф.В. Теплообменный кольцевой тракт с компланарными каналами.' - М.: Издательство МГТУ, 1994 - 16с.

13.Пелевин Ф.В., Леонтьев С.Н. Интенсификация теплообмена в кольцевом канале. - М.: Издательство МГТУ, 1994,- 16 с.

М.Макаров Д.В., Пелевин Ф.В. Исследование нестационарной теплопроводности в зоне критического сечения двигателя. -М.: Издательство МГТУ, 1995.-18 с.

15.Пелевин Ф.В., Орлин С.А. Пористый теплообменный тракт с межканальной транспирацией теплоносителя // Теплоэнергетика: Межвузовский сборник научных трудов. - Воронеж, 1995. - С. 27 -31.

16.3атонский А.В., Пелевин Ф.В., Поляев В.М. Определение коэффициентов сопротивления пористых сетчатых материалов в модифицированном уравнении Дарси // Известия АН Энергетика-1996.-№6-С. 166-168.

17.Поляев В.М., Пелевин Ф.В., Затонский А В. Методика расчета и оптимизации теплообменника с межканальной фильтрацией теплоносителя // Теплоэнергетика. - 1997,-№ 6. - С. 49 - 52.

18.Пелевин Ф.В. Системы тепловой защиты с межканальной транспирацией охладителя через пористый сетчатый материал // Сборник материалов 2-ой международной школы-семинара. - Санкт-Петербург, 1997. - С. 49 - 50.

19.Поляев В.М., Пелевин Ф.В. Теплообмен и гидравлическое сопротивление в упорядоченных пористых структурах // Процессы горения и охрана окружающей среды: Сборник трудов Российской научно-технической конференции в 2-х частях. - Рыбинск, 1997.-Часть 1,-С. 50-54.

20.Пелевин Ф.В., Орлин С.А., Ярославцев Н.Л. Численное моделирование и расчет течения сжимаемого газа в системе с межканальной транспирацией теплоносителя // Новые материалы и технологии. Интенсивные технологии в производстве летательных аппаратов: Тезисы докладов Российской научно-технической конференции. - М., 1997. -С. 68.

21.Пелевин Ф.В,, Затонский А.В., Ярославцев Н.Л. Внутрипоровый конвективный теплообмен в пористых сетчатых металлах // Новые материалы и технологии. Интенсивные технологии в производстве летательных аппаратов: Тезисы докладов Российской научно-технической конференции. - М., 1997. - С. 69.

22.Муравьев В.В., Пелевин Ф.В. Пути повышения эффективности теплообмена в трактах с компланарными каналами // Труды 2-й Российской национальной конференции по теплообмену,- М„ 1998. -Т:8,- С. 34-35.

23. Пелевин Ф.В Теплообмен и гидравлическое сопротивление в пористых сетчатых материалах // Труды 2-й Российской национальной конференции по теплообмену.- М., 1998,- Т.5.-С. 254-257.

24.Пелевин Ф.В. Регенеративная система охлаждения ЖРД с межканальной транспирацией теплоносителя через пористый материал // Ракетно-космическая техника: фундаментальные проблемы механики и теплообмена: Тезисы докладов международной научной конференции. - М., 1998. - С. 111.

25.Поляев В.М., Игошин Е.К., Пелевин Ф.В. Применение пористых сетчатых металлов в ракетном двигателестроении // Проблемы и перспективы развитая двигателестроения в поволжском регионе: Тезисы докладов объединенной международной научно-технический конференции. - Самара, 1999.-С. 129-130.

26.Пелевин Ф.В. Пористый теплообменный тракт с межканзльнсй транспирацией теплоносителя '// Передовые термические технологии и материалы: Труды международного симпозиума.-М., 1999.- Ч. 2. - С.62-65.

27.3атонский А.В., Орлиц С.А_, Пелевин Ф.В. Расчет температурного состояния камеры ЖРД с использованием ЭВМ,- М.: Издательство Ml ТУ, 1999.-70с.

28.Пелевин Ф.В., Поляев В.М. Пористые сетчатые материалы в теплообменных аппаратах с

• межканальной транспирацией теплоносителя // Теплофизика процессов горения и охрана

окружающей среды: Сборник трудов Российской научно-технической конференции в 2-х частях.-Рыбинск, 1999.-Часть 2.-С. 117- 121.

29.PoIyev V.M., Pelevin F.V. Increase of heat exchange efficiency in porous heat-exchange channels II International aerospace congress: Abstracts.-Moscow, 1994. -P.317.

30.Zatonsky A.V., Kudrjavtsev V.M., Pelevin F.V. The method of account of compressible gas flow in a ring porous element with interchannel transpiration II International Symposium Heat Transfer Enhancement in Power Machinery - M., 1995 - Part 1.- P. 167-171.

31.Polyaev V.M., Peievin F.V., Zatonskii A.V. A Method for Calculation and Optimization of a Heat Exchanger with Interchannel Filtration of the Coolant //Thermal Engineering-1997.- Vol. 44, № 6 - P. 482 - 486.

32.Polyaev V.M., Pelevin F.V., Zatonskii A.V. Investigations of Heat Exchanger with a Heat Carrier Interchannel Transpiration //Proceedings of the International Conference on Compact Heat Exchangers for the Process Industries - New York, 1997,- P. 541 - 543.

33. Polyaev V.M., Pelevin F.V. Experimental Study of Hydraulic Resistance in Heat Exchangers with Interchannel Coolant Transpiration //Proceedings of the International Conference on Compact Heat Exchangers for the Process Industries. - New York, 1999. - P. 103 - 106.

2s

А- л '

В-Б

Д. /\Л

Г?.....^

>—1

Рис. 1. Тракт с межканальной транслирацией теплоносители

) ы

ч

Рис. 2. Экспериментальная модель Рис. 3.

твс чет

1-1111

Рис. 4.

.4. - 1 . М . .Н1. I* 'I* I Т V ''

! !

'Г-'.: "Г КР

. с

\\ ^

1'ЛА \ 4 1 Е

. 1

я I н

Рис.5.

} ! »ч

Рис.7.

а,м2 ПАКЕТЫ СЕТОК

« • » сдоН^о*

■ ст.1^90*

у сЫ !»•*>•

то!!

ГП4

ма^ю* ¿пм (!*•«•

«а •« •* п

пористость

Рис.8.

Рис.9.

«а ПСМ (II)

1 -

м « * 1Х»И

■ ГХДЭв

* •п>м*

• •гхиа

' ----

......' ' ч

ПСМ (1)

<•< 1 . 1МЛ4 т ' ' 1»»

» • П-ОДМ

• П-4,412 •• • . 4

* »71 1

Рис.10.

Рис. 11.

Т.ООЕ+12 1.00ЕИ1

1.ООЕ+О0

1.0ОЕ+О7

1.00Е+06

1.00Е+05

1.00Е+04

* А АП60 ОП24 в С120 ОВПЯМ

=-----

„ _

0 А "

- -==^==0:

■ впям «Кв. яч.

0.4 0,6 0,8 П

0.2 0,4 0.8 0.6 П

Рис.12. Рис.13.

' Коэффициенты сопротивления ПСМ

♦ «MMU« ncw 0.7 n-0.ei №0.03

• UuhuA BTCTM n-0,7911/№«,7 AMosmuü BnflM n-0.751 100.2

st

0,1

f*

Re

1000

PHC.14.

10000

PHC.IS.

-< /0

/rt-Vc o- CSOO/2200 n =• 0.2 ¡O- T160 n - 0,285; ♦._„„o,7n-0,6X

St/Pb te-Cx o. neo n - 0.22,0-neo n = o,37'

O- CI20 " - —" ">

a-1124 it»0.345

S> «o • ,

r-H, y

í ><b «b l « fe,

o

PMC.16.

AP.MM

15 35 50 L^MM

Pmc. 17.

T.'C

120 T

L, mm

100 i-

B0 +

40 f"

20 í 0 4—

3

ap, mm B.CTOfiSa 3000 2500 2000 1500 1000 500

35 Phc.18.

L, mm

25 *

Phc.20.

70

1 / —

V г1

— / —

/

г

__ 1

л к

А

V I •

Пол* дыздымй

11.5

Р* 11.«

ША 11.7

11.1

11.»

Р 12.«

63 12.1

а 12.2

и 12.»

£3 12.4

И 11.5

Рис.21. Эффективность пористого тракта с МКТТ Рис.22. Поле давлений (атм)

rbv.1t тошритр 180

т

Ш* К* Ш М5 41« Ш. «5 В5 «»

■ $15 Шм»

& 5»5

■ 13»

Рис.23.Поле температур теплоносителя

Рис.24. Поле температур ПСМ

0.2

\ А - П60 П. 0.22 й-'^бе-Сх С-С120 П » 0,22 О - П50 П - 0,235

___

—'—-—5*

Рис.25.

& АР' 0.3 т

л )м

0,2 0,1 0

АП=0,32

Р^, кг/(м2-С) 20 .

1000 (0000

о

Рис. 26

Рис. 27.

Рис 28.