Трушляков В.И. и др. Монография (818589), страница 20
Текст из файла (страница 20)
Численное моделирование показывает, что процессы внутри бака развиваются следующим образом [27]. На момент времени до начала подачи окислителя пары НДМГ имеются в некоторых количествах во всем объеме бака. При впрыске окислителя вокруг форсункн образуется фронт пламени, где происходит стехиометрическое взаимодействие горючего и окислителя, по мере распространения за счет конвекции и диффузии АК происходит выгорание парообразного НДМГ, и фронт горения пройдет по всему обьему бака и расположится над поверхностью испарения НДМГ.
Одновременно с началом горения начинается нагрев паров НДМГ н их термическое разложение, что также вносит некоторый вклад в рост температуры. Продукты разложения могут взаимодействовать с окислителем с вьщелениями тепла. Если поверхность испарения остается неизменной, то через 10-15 с устанав- ливается стационарная картина, что совпадает с результатами экспериментальных исследований, которые показывают, что давление в баке устанавливается за 10-20 с. На рис. (3.8-3.32) представлены расчетные линии тока, распределение значений температуры, массовых долей горючего, окислителя и продуктов термического разложения горючего внутри экспериментальной установки для раз- личных расходов окислителя.
103 Из рис. 3.8 видно, что при проведении процесса в рабочем объеме устанавливается циркуляционное течение, центр вихря располагается приблизительно в центре рабочего объема. При увеличении расхода окислителя центр основного вихря смещается в сторону выходного отверстия, а возле форсунок впрыска окислителя образуются завихрения небольших размеров (рнс. 3.12) и обратные вихревые структуры в угловой части. В соответствии с конвективной картиной устанавливается распределение основных параметров процесса нейтрализации. Фронт горения расположен над поверхностью жидкого горючего, он изменяет свое положение в соответствии с изменением картины тока (см.
рис. 3.8). Зона реакции имеет следующую структуру: над поверхностью испарения располагается слой парообразного горючего (рис. 3.10), по мере удаления от поверхности испарения он прогревается до температуры, достаточной для пиролиза НДМГ, следующий слой составляют продукты пиролиза (рис.
3.11), которые вступают в реакцию с парообразным окислителем (рис. 3.12), образуя фронт горения. Такая структура не противоречит результатам экспериментов - химический анализ продуктов обезвреживания показывает, что значительную их часть составляют продукты термического разложения НДМГ. К тому же полученные экспериментальные температуры слишком малы для реакции окисления НДМГ. Можно считать, что лимитирующим фактором процесса является не величина подаваемого окислителя, а интенсивность испарения горючего.
Речь идет о впрыске, достаточном, чтобы процесс проходил во всем объеме. При незначительных подачах стационарный фронт горения может устанавливаться в непосредственной близости к форсунке. Наряду с химическими реакциями в процессе термохимической очистки важную роль занимает процесс испарения топлива. В экспериментах были получены данные по средней интенсивности испарения НДМГ при различных подачах окислителя.
По этим данным уточнены коэффициенты в уравнении (3.21) для лу- чистого теплового потока, подводящегося к слою жидкого топлива. Результаты численного эксперимента в виде полей температур, концентраций горючего, окислителя, продуктов разложения горючего н линиИ тока для расхода окислителя 13 гlс представлены на рис. 3.8 — 3.12.
Показания датчиков темпера- туры при проведении экспериментов и соответствующие им расчетные значения температур представлены в виде табл. 3.3. Схема размещения датчиков в экспериментальной установке представлена на рис 3.7. ив Рис. 3.7. Схема размещения датчиков в экспериментальной установке Сопоставив экспериментальные и расчетные значения температур, можно утверждать об их качественном соответствии.
Это справедливо как для больших расходов, так н для малых. Таблица 3.3 ьрасход окислителя 13 г/с. 105 1 .9.065100 2 -О.ЕЕГЯВ 1 -О.ВЕНО Ь -О,ВВЬЫ ь е.ааааа 7 9.662167 9 9.69 И1 У В.а66552 16 е.ек367 11 9.991735 12 в аеуи7 12 В.ЕНВ15 16 9,911У19 15 а 613В1 36 0.016672 17 а лпьеи Рис. 3.8. Поля функций тока прн подаче окислителя 13 ос 1 О.Ю5666 7. 61.111066 3 02.217660 ° 123.37МВЕ 5 166.623666 а 265.530166 7 ем.ьа1ВВ О 207.71ВВЕ У 323.9ЬОЯВ 16 367.
УУВВЕ и аи В5606 17. а'9.171006 13 673,277600 16 536.39ЗОВ 15 575.9ВОВ 1Ь 636 505666 \7 667 761ВВ 10 ЬУО.ООМВВ 17 723. 73МЕЕ 26 701.937969 13 сс Рис Зтк Тсмпсрзтурныс поля прн подаче окислителя 109 НЕНБФФН ЛМН 19 . 1 6 ФФБВФФ г Ф.ФЛФФВФ 3 6 91Б666 Л В.МФФВВ Б 6 1ЛМЕФ В Ф.МФФФФ 7 9.'619999 в 6 жвввв 3 В.И5ЕВЕ 19 9.339999 $1 6.339696 ы Фуззмвв гз Флгзввв 16 В.Л66666 15 ФЛ55666 19 9.339966 17 Ф.БИВЕВ ГФ Ф.ЬФФИФ ГЗ 6 ФЗМФВ гв 6.576566 Рис 3.10. Распределение масс горючего при подаче окислителя 13 ос 1 9АФЬФФФ 6 Ф.ФЭ656Ф 5 ° .667999 6 9357569 7 Ф.ФФВМВ В В.'ВММФ 5 В.ФНЗВВФ 1В В.97569 ВЗ 5.11МВФ ва в,зжвв 13 Фдамвв М Ф,М1669 17 9.17МФФ 19 Ф.агивв Гз 6.1ЗМФФ Рис.
3.1! . Распределение масс продуктов термического разложения 107 Мязхямо Лия 66. 1 6.696Ф69 г о,омеае 1 Е 916696 а 9. 1169м 6 9 166696 6 О. 166600 6 Е 116«а е о.жеаю 16 е.меам П О.ЧНМИ га О.знми 13 9.%6666 и Ф.веаоо 16 Ф.ЕХООО 16 9.669666 17 Ф Хаааа 16 6.666666 ГЗ Е.ЬЗ6666 16 о.ьмаоо Рис.
3.12. Распределение масс окислителя при подаче окислителя 13 г/с Температура пламени при различных подачах окислителя практически не ме- настоя, однако изменяется его расположение, так как изменяется картина тока. Полнота и скорость химических реакций во многом определяются температурным полем, которое в свою очередь формируется тепловыделеннями реакций.
Говоря о подобии температурных полей в расчете и эксперименте, можем утверждать, что разработанная теоретическая модель достоверно описывает основные химические превращения, имеющие место при проведении процесса, что подтверждается химическим составом пароп1зовой смеси, полученным в эксперименте, на выходе из установки [251.
С использованием разработанной математической модели были проведены расчеты процессов тепло- и массообмена при проведении термохимического обезврмкивання горючего в баке первой ступени на примере РН «Космос» [91. По конструктивным соображениям с целью закрутки отделившейся части ракеты дренажные отверстия для РН «Космос» предполагается расположить по центру бака симметрично относительно верхнего и нижнего днищ, что позволяет в качестве расчетной области выбрать только четверть топливного бака РН. При рассмотрении теплового режима процесса обезвреживания в топливном баке ракеты возможны три вида граничных условий, определяющих температуру 108 конструкции бака.
К первым двум относятся уравнения взаимодействия парогазовой смеси непосредственно со стенками бака и тоннельным трубопроводом. Тепловой поток, приходящий в этом случае к стенке, состоит из двух составляющих: первая определяется конвективным теплообменом от газовой смеси, вторая - интенсивностью излучения нагретою газа. Эти граничные условия позволяют определить осредненные и локальные коэффициенты теплоотдачи газовой смеси с внутренними поверхностями бака. Рассмотрим подробнее. Расположим первую от стенки точку расчетной области в пределах пристен- ного гидродинамического слоя, тогда нормальная к стенке составляющая скорости будет равна нулю, следовательно, тепловой поток от пристенного контрольного объема к стенке будет определяться законом теплопроводности Фурье. Его интенсивность во многом будет определяться температурой пристенного контрольного объема, которая зависит ат многих факторов — расхода и способа подачи окислителя, вариантов взаимного расположения форсунок впрыска окисли- тела, жидкого горючего и выхлопного отверстия, а также от расположения рассматриваемого участка бака.
Интенсивность лучистого потока определяется средней температурой излучающего газа. Температурные граничные условия правомерно задавать в таком виде, если для моделирования используется система дифференциальных уравнений сохранения. При моделировании процесса другими уравнениями, например методом балансов, возникают затруднения с определением температурного режима стенки из-за приблизительности задания граничных условий.
Поэтому воспользуемся полученными в данном расчете результатами для определения осредненных и локальных коэффициентов теплоотдачи газовой смеси с внутренними поверхностями бака. Осредненный коэффициент теплоотдачи для сухого участка бака определим из уравнения: бТ а (Т -Т )=Х вЂ” +ч Е Осредненный коэффициент теплоотдачи для сухого участка бака определим из уравнения: Коэффициенты теплоотдачи должны пересчитываться каждый раз при изменении условий проведения процесса, а именно расхода и способа подачи окисли- геля, вариантов взаимного расположения форсунок впрыска окислителя, жнд- кого горючего н выхлопного отверстия. На основании этих зависимостей можно получить крнтернальные уравнения для расчета осредненного н локального коэффициентов теплоотдачи в зависимо- стн от основных параметров процесса.
Численное моделирование термохимнческого процесса в топливном баке ракеты показывает, что процессы внутри бака развиваются аналогично нестацнонарному процессу в экспериментальной установке. Для случая расположения форсунок вдоль тоннельного трубопровода динамика термохнмнческого процесса будет выглядеть следующим образом. На момент времени до начала подачи окислителя пары НДМГ имеются в некоторых количествах во всем объеме бака. Динамика процесса показана на рнс.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
