Тепловая защита Полежаев Ю.В., Юревич Ф.Б. (1013698), страница 67
Текст из файла (страница 67)
На рис. 11-7 в качестве примера показано О,О распределение скорости на торце цилиндра, обтекаемого в продольном направлении дозвуковой струей прн разных соотношениях диаметра цилиндра О( и струи 1). Струя высокотемпературного газа обычно имеет конечные размеры, сонз. мернмые с размером модели. Относи- О,г тельный тепловой поток к поверхности цилиндрических моделей с плоским затуплением, имеющих диаметр д=14, О 02 ОЛ .О 20, 30 и 40 мм, при диаметре выходного сечения сопла подогревателя В=20 мм приведен на рис. 11-8, г. Зна чения тепловых потоков, измеренные в окрестности точки торможени1 для указанных диаметров, отнесены к значению теплового потока дл модели диаметром 14 мм.
Видно, что при увеличении диаметра модел от 14 до 40 мм тепловой поток уменьшается примерно на 8О(О Так ка величина теплового потока в окрестности точки торможения при пропп Методы вкспернмеитального исследования теплокагцитных материалов равных условиях пропорциональна У (с(и 18(х)о, то по значениям теплового потока можно судить об изменении градиента скорости в точке торможения при изменении относительных размеров среза сопла подогревателя и диаметра модели.
Обычно на практике при испытаниях теплозащитных материалов отношение с(!Й лежит в пределах 1 — 1,5. Одной из причин, вызывающих увеличение теплового потока в окрестности точки торможения модели, обтекаемой дозвуковым потоком, может быть турбулизация потока. В высокотемпературных струях, получаемых с помощью электродугового нагрева, причиной турбулизации потока может быть способ нагрева газа электрической дугой.
Например, пульсации температуры и давления в струе могут происходить из-за колебаний электрических параметров. На рис. 11-9 приведены результаты работы (Л. 11-271, где исследовалось влияние степени турбулентности т набегающего на модель дозвукового потока на интенсивность Рнс. 11-8. Схемы калорнметров и результаты мзмеревий. а — стационарный водоохлаждаемый калориметр; б — зкспоненциальный неохлаждаемый калориметр; 1 — рабочий злемент; 2— державка; 8 — подвод и отвод воды; б нзолнтор; 8 — термопара: а — зависимость чйсла Стентона от числа Рейнольдса; б — модель с полусферическим затуплением; 7 — модель с затуплением Л 1О пра = 14 мм; 8 в модель с плоским торцом; У вЂ” кольца нз меди; 18 — расчет по формуле (2-21)1 а — зависимость теплового потока О от атношении диаметра сопла Ь к диа.
метру модели а а) б) ОО ! О 3 й О 6 7 ' О,О,О ОО дв в) ОО .,) теплообмена в районе точки торможения при числах Рейнольдса Ке= = (1,4 —:2,2) 108. Под степенью турбулентности т понимается отношение среднеквадратичной пульсационной составляющей скорости к скорости истекающей струи. Из рисунка следует, что значения тепловых зза потоков в районе точки торможения могут в 1,5 — 2 раза превышать рас- Методы измерений параметров и четные в зависимости от степени турбулентности потока. Специальных исследований по влиянию степени турбулентности потока на массообмен не проводилось, но возможность такого влияния существует.
Это указывает на необходимость тщательного контроля степени турбулентности при измерениях тепловых потоков в дозвуковых высокотемпературных струях, используемых для исследования разрушения теплозащитных материалов. Тепловой поток к непроницаемой стенке может быть определен несколькими методами [Л. !1-11), Наиболее распространенными из ннх являются метод охлаждаемого калориметра и нестационарный (экспоненциальный) метод. Схема охлаждаемого калориметра приведена на рис. 11-8, а. Калориметр представляет собой полый медный цилиндр, внутри которого осуществляется проток охлаждающей воды. Принцип действия его состоит в следующем. Рабочий элемент, имеющий в месте охлаждения толщину примерно 2 — 3 мм, нагревается потоком газа и передает тепло омывающей его воде.
С боковой стороны рабочий элемент защищается охлаждаемым медным конусом. Для уменьшения перетоков тепла в охранный конус калориметр изолируется от него слоем изолятора или щелью вдоль боковой поверхности. Толщина щели составляет примерно 0,2 — 0,5 мм. При заданном расходе воды Ру, и известных размерах калориметра для расчета величины теплового потока необходимо измерить только подогрев охлаждающей воды М.
Если пре- НсбРЕЧЬ УТЕЧКНМН ТЕПЛа С НЕРабОЧНХ ПО рнс. П-д. Завнсниость величины ВерхисетЕй КаЛОрнметра тО Средний удсль. теплового патока в точке товноже- нни модели д от степени турбу. НЫЙ ТЕПЛОВой ПОТОК К ПОВЕРХНОСТИ КНЛОРП- лентиости щ набегающего доводке. метра ного потока Рд, — тепловой потоп дв ыв Глг при т=д). 2.$ где Š— площадь рабочего элемента калориметра.
Большим достоинством стационарного г метода измерения тепловых потоков является возможность его длительного использования в нагретой струе. При расчете теп- 'б лового потока к непроницаемой поверхности теплозащитного покрытия необходимо вводить поправочный коэффициент на отличие ! 2 з х температуры поверхности калориметра от температуры поверхности образца. Другой метод измерения количества тепла, получаемого от нагретой струи газа, основывается на определении скорости нагрева изолированного элемента ! (рис. 11-8, б), выполненного нз материала с хорошей теплопроводностью: ОО = И,ек(Г(Т(йт), 2! — Р04 Методы висперимеитальиого исследоиапия теплоаапгитиых материалов где т,— масса калориметра; с„— его теплоемкость; с(Т/г(т — скорость нагрева калориметра.
Этот метод называют обычно экспоненциальным. В качестве материала калориметра обычно используют медь. На задней теплоизолированной стороне калориметра зачеканивается термопара, позволяющая фиксировать рост температуры во время нагрева. Величина г(Т/М определяется на линейном участке измерения температуры во времени. Суммарная погрешность обоих методов определения тепловых потоков обычно составляет 10 — 20о/о. Экспериментальные данные по теплообмену в дозвуковой струе воздуха с энтальпией заторможенного потока /,= (12 —:25) 10а кДж/кг показывают, что соотношение между тепловыми потоками к модели с плоским торцом и полусферическим затуплением несколько иное, чем при сверхзвуковом.
Так, для моделей диаметром 14 мм при диаметре сопла 0=20 и 26 мм имеет место зависимость: (Чо)ж/(г/о)п = 1,45, следовательно, эффективный радиус модели с плоским торцом будет Кафф=2,1)гпс, а не З,ЗЙ „как при сверхзвуковом обтекании. Результаты этих экспериментов приведены на рис. 11-8,в в виде зависимости безразмерного коэффициента теплообмена Я= Ре пе (/г /м) от числа йе = — ' не При такой форме обобщения наблюдается хорошее согласие с теорией Фея и Ридделла. Широкое применение для измерения температуры и плотности потока нагретого газа находят методы спектрально-оптической диагностики.
При этом информацию о состоянии газа можно получить, исследуя характеристики его излучения (поглощения): интенсивность излучения и длину волны линий, ширину и форму контура линий, зависимость интенсивности непрерывного излучения от длины волны и т.д. Перед применением того или иного метода измерения необходимо предварительно исследовать спектральные характеристики потока. Лишь после этого можно выбрать определенный оптический метод определения температуры, который обеспечивает достаточную точность измерения. Известны абсолютный н относительный спектроскопические методы измерения [Л. 11-1, 11-9, 11-24). С их помощью можно отдельно измерить температуры нейтральных частиц, ионов и электронов.
Эти температуры совпадают только в случае термодннамического равновесия. Измерение температуры по абсолютной интенсивности спектральззз ных линий связано с большими трудностями, обусловленными в боль- Методы измерений параметре~ шинстве случаев отсутствием данных по вероятностям переходов, нео~ ходимостью дополнительного измерения или расчета абсолютной ко центрации атомов и использованием достаточно надежного эталонног1 источника.
Эти затруднения отпадают при измерении температуры п относительной интенсивности спектральных линий. Температуру струи можно также определить, используя уравненн( Саха для ионизированного газа, связывающее число электронов, ноно] и нейтральных атомов с температурой. Наиболее широкое распространение в последнее время получил1 методика измерения плотности ионов и электронов по уширению водд родных линий серии Бальмера 1Л. 11-9].
На рис. !1-4, б приведены типичные профили температуры в дозву ковой струе газа вблизи среза сопла, измеренные спектроскопическиз методом. Видно, что в подогревателе с боковым выходом струи пр! диаметре сопла 20 мм имеет место достаточно равномерный профил1 температуры. В линейном подогревателе с осевым истечением стру1 диаметром 26 мм профиль температуры на выходе достаточно равно мерный только в центральной струе диаметром 14 — 16 мм. Другой важной характеристикой газового потока является его око рость.
Помимо обычных газодинамических методов ее определени1 (с помощью трубки Пито) для измерения локальной скорости приме няется метод фоторегистрации (фоторазвертки) неоднородностей плаз менной струи (Л. 11-10]. Он основан на том, что газ на выходе из сопл~ электродугового подогревателя состоит из чередующихся горячих и от носительно более холодных областей. Светимость газа резко меняетс~ с изменением температуры. При измерении скорости этим методом дви жение потока осуществляется перпендикулярно перемещению кино пленки, в результате чего на ней получаются наклонные следы.
В итоп определение скорости струи сводится к измерению угла наклона следог неоднородностей при известных линейной скорости перемещения пленк~ и масштабе изображения. Измеренные фоторегистрацией средние скорости струи, выходяще1 из электродугового нагревателя схемы на рис. 11-1, в для режимов ра боты его с демпферной камерой, отличаются от среднемассовых значе ний на 127о. При работе электродугового подогревателя без демпфер ной камеры такое различие составляет до 587,. Это указывает, чтс демпферная камера, установленная сразу за анодом, выравнивает (усредняет) параметры в потоке нагретого газа по сечению струи.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
