Тепловая защита Полежаев Ю.В., Юревич Ф.Б. (1013698), страница 23
Текст из файла (страница 23)
(4-19) В последние годы значительный интерес проявляется к проблемам, связанным с интенсивным вдувом, когда массовая скорость вдуваемого газа сравнима с удельным расходом газа в набегающем потоке (расхо-~ дом газа набегающего потока, отнесенным к единице обтекаемой поверхности тела). Прежде всего это связано с тем, что при больших вду-,' вах происходит практически полное оттеснение внешнего потока от стенки.
При этом пограничный слой можно считать состоящим из двух частей; внутреннего слоя с почти постоянными температурой и составом газа и внешнего, в котором температура и скорость увеличиваются, достигая соответствующих значений в невозмущенном потоке. Случай больших скоростей вдува интересен в связи с проблемой входа тел в атмосферы планет со скоростью, равной второй космической или превосходящей ее, при которой раднационные тепловые потоки к телу достигают значительных величин. Пористое охлаждение 4-5. Аналогия между тепло- н массообмеиом и трением.
Вдув в турбулентный пограничный слой Коэффициент массообмена из аналогии процессов массо- и теплообмена определен в гл. 2 как отношение диффузионного потока массы данной компоненты 14 к разности ее концентраций в пограничном слое (сйл — сй, ), Там же было выведено соотношение, связывающее коэффициенты массо- и теплообмена на непроницаемой поверхности: рв = (а/ср)о (1.е)", (4-20) где 1.е — число Льюиса для данной компоненты; п=2/3. Расчеты показывают, что характер зависимости коэффициента массообмена от расхода вдуваемой компоненты оказывается таким же, как у коэффициента теплообмена. Это чрезвычайно важное обстоятельство позволяет распространить аналогию между процессами тепло- и массообмена на случай вдува массы в пограничный слой, что будет впоследствии нами неоднократно использовано.
Следует лишь отметить, что снижение коэффициента теплообмена происходит немного быстрее, а главное он более чувствителен к молекулярной массе вдуваемой компоненты. В качестве примера на рис. 4-18 представлены расчеты [Л. 4-181 зависимости коэффициентов тепло- и массообмена от расхода газов Рис. Е-!8. Зависимость коэффициентов тепло- [а) и массообмена [б) от безразмерной скорости вцува при разрушении теплозажитнык матерна- лов. ! — графит; 3 — фенольвый найлон; 3 — теплозажитный материал «осмиееского корабля «Апполон»; е — политетрафтарзтитея [л.
4-[3[ 0,4 8,4 ! й б) ! а) для ряда теплозащитных материалов: графита, фенольного найлона, политетрафторэтилена (фторопласта) и композиционного теплозащитного материала, использованного на космическом аппарате «Аполлон». Приведенные зависимости соответствуют широкому диапазону измене)о ння внешних условий обтекания: энтальпня торможения менялась от Аналогия между тепло- и массообмеиом и тр! 5 104 до 1,5 10' кДж/кг, давление торможения от 0,2 !08 до 1 ° 10' Па и т.
д. В этом диапазоне внешних условий молекулярная масса вдуваемых продуктов разрушения у различных материалов менялась в следующих пределах: графит — от 30 до 28, фторопласт — от 98 до 84, фенольный найлон — от 22 до 14, а материал <Аполлон໠— от 22 до 17.
У всех материалов, за исключением фторопласта, кривые изменения коэффициента теплообмена (рис. 4-18, а) оказались достаточно близкими (угол наклона на линейном участке соответствует 7=0,6). Что касается коэффициента массообмена, то расслоение кривых несколько большее (рис. 4-18, б), а угол их наклона круче. В этом случае результаты расчетов можно обрабатывать по двум различным методикам.
Во-первых, можно ввести новый коэффициент вдува, определяющий наклон линейного участка зависимости коэффициента массообмена от расхода 68. р„1!19 =- тР (7„6 ), где 7, = О 70 ~ — ') ' (4-21) вдуве продуктов разрушения графита и фенольного найлона показана на рис. 4-19 1Л.
4-181. Видно, что сильнее нарушается связь между коэффициентами (а/ср)нь 8„и числом Льюиса для фенольного найлона, продукты разрушения которого в рассматриваемом диапазоне внешних условий обтекания имеют число Льюиса порядка О,5 †,7. У графита число (.е близко к единице и отклонение от формулы (4-20) не превышает 4%. На 0,0 оя ОА 0,0 основании этих результатов предложена следующая поправка к показателю степени при числе Льюиса, которая учитывает эффект вдува газообразных продуктов разрушения: п= 2 +1,36, 3 Постоянный множитель и показатель степени у отношения молекулярных масс выше значений аналогичных параметров в формуле (4-15), что приводит к более сильному влиянию эффекта вдува.
Согласно второй методике следует, сохРанив общий вид аналогии междУ р„, 4 49 ф р у ! ) тепло- н массообменом, Учесть нали. нри наличии вдува продуктов равртмеии» чие вдува в показателе степени при числе Льюиса. ! — графит; 9 — фенольнмй найлон !л. 4-!8!. Проверка соотношения (4-20) при,й Пористое охлаждение Д асс/с )„1 = лу;„ где а=06 2 л (4-22) Заканчивая рассмотрение влияния вдува газа на тепло и массоперенос в многокомпонентом ламинарном пограничном слое, следует обратить внимание на характерную особенность: нивелирование индивидуальных процессов при расчете суммарных параметров.
се уте 1,0 Рнс. 4-20. Влияние вдува иа ловерхностное трение ~Л. 4-1Ц. 1 — водород; 2 — гелий; 3 в моно- окись углерода СО; З вЂ” двуокись кремния 5102. все прн ре = 10' Па Воалук 4 — Ре -1О* — '1ОЯ Па; Т =6000-8000 К; Т ЗОО К; 6 — Ре =.1О' Па; т 4000 К; 7 ЗОО К: 7 — Р 1О' йа1 Те =Зж К; Т,„ =ЗОО К; 8 — р =1О' Па; т -ЗОО К; т„-Мо К а,о Несмотря на отмеченное выше разнообразие оценок аналогии теплон массопереноса при вдуве, различные теоретические методы дают приблизительно равные значения таких суммарных параметров, как тепловой поток илн скорость уноса массы химически активных материалов (например, графита), Приведенные примеры расчетов дают представление о сложности процесса массопереноса и об отсутствии единого подхода к обработке и интерпретации полученных результатов. Следует отметить, что еще очень мало теоретических, а тем более экспериментальных работ, посвященных проверке аналогии между тепло- и массообменом в условиях вдува газообразных продуктов разрушения в пограничный слой и особенно при высоких температурах и при наличии химических реакций как в пограничном слое, так и на разрушающейся поверхности.
Поэтому приведенные выше соотношения не являются достаточно обоснованными и общепринятыми. Например, в работе (Л. 4-151 предлагается другая зависимость между указанными коэффициентами, величиной расхода 68 и молекулярной массой вдуваемой компоненты Мл и набегающего потока М,: Аиллогин между тепло- и массообмеиом и т Рассмотрим теперь влияние вдува на изменение поверхностного трен ния т /то, где то — трение на непроницаемой поверхности. Зависимость поверхностного трения т /то от безразмерного расхода вдуваемого газа не является универсальной. Она определяется температурным фактором Т /Т, (рис. 4-20, кривые 4, б — 8). Видно, что влияние вдува на трение тем сильнее, чем меньше величина температурного фактора. На практике при использовании теплозащитных систем Т„/Т,« «1, и аналогия между трением и теплообменом выполняется с приемлемой точностью.
Влияние рода вдуваемого газа на поверхностное трение можно проследить по кривым 1 — б. При адуве смеси газов результирующее снижение поверхностного трения можно определить по формулам, аналогичным применяемым в расчетах теплового потока — уравнение (4-17). Все представленные выше результаты относились к окрестности точки торможения затупленных осесимметричных тел. Значения множителя а в формуле для расчета коэффициента вдува у (4-14) для различных геометрий обтекаемого тела близки между собой (табл.
4-2). Рассмотрим вкратце характеристики турбулентного пограничного слоя на проницаемой поверхности. Теоретическое решение этой задачи ввиду ее сложности в настоящее время отсутствует. Поэтому большое значение придается накоплению опытных данных. Технические трудноп сти, связанные с проведением соответствующих экспериментов, приводят во многих случаях к значительным погрешностям (до 100%), о чем свидетельствует большой разброс экспериментальных точек, полученных различными авторами в сходных условиях (рис.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
