Трушляков В.И. и др. Монография (818589), страница 22
Текст из файла (страница 22)
3.25. Распределение функций тока при верхнем расположении форсунок ()и = 0,5 кг/с) 1 а егэне г 51.566566 э Бэ.вивва Б 1М,515566 Ь 1ЬЬ.НЗЯБЮ ь 7я7зигзав 7 гзз МЬ61Ю а гм.мэнм э зм.виана 15 ЗМ.ЬЗЬИМ И 115ЛИПИМ гг ьюлнзма 15 Бэв.анина 11 535.556566 1Ь 561.675ам 16 ьгг.1777зм 17 бЫ.661ЕЮ 1а мз.ньчюа и из.аннана гн лилпмв Рис.
3.2б. Температурные поля при верхнем расположении форсунок (Э,~ = 0,5кгlс, Т„= 39б 'С, Т „= 133 'С, аг = 41-66, а7„,,=124,5 ~- ) 120 Т,'С а, Вт/(млК) а) а, Вт/(м~ К) Т,'С !м 1.,м Рис. 3.27. Изменение температуры и коэффициента теплоотдачи; а) вдоль топливного бака; б) вдоль туннельного трубопровода 121 1 -6 Х61256 г в.аамз З а.аавМ5 5 6.865455 5 В.агжа Ь 6.6ИЫЗ 7 в.вгмм 6 а.мзвзг 5 6.МЗЧЬ 16 6.651661 М В.ВМ565 а В.М6176 1З В.внзм 11 6.655316 15 В.еажг 15 6.652561 и в.вмвзг 1В В.ВЫЬМ 19 6.655251 Рис.
3.28. Распределение функций тока при верхнем расположении форсунок, (1,1 = 1кг/с) 1 Е.885866 г вг.нтееее Э 86.235668 В 125.266666 5 168.Ж5666 е гге.ээевве 7 252.395666 в 295.668688 9 335.525666 1В 378.596ВВЕ 11 $26.655668 гг 652.726666 13 ЯН.785666 19 555.856666 15 588.925688 16 538.986666 17 673 865666 16 715. 113666 19 757. 175866 гв 799.гвинее Рис. 3.29. Температурное поле при верхнем расположения форсунок, (З,~ = 1кг/с; Т„= 462 'С; Т „= 182 'С; аг = 48; аг = 140,4) 122 1 В.ЕИ155 2 5.51ЕЫЬ Э 5.51'7Н2 1 В.В23578 5 В.азееьь ь В.азама 7 а.е1257ь В Е.аЮМ2 5 В.вььееа ЬЕ В.М2272 и В.аьене 72 5.575звь 15 В.Ей772 и е.еааьзе 15 В.аььем м 5.151175 17 В.157615 15 елыаи 19 5.12ЕЬЬВ 25 5.127522 Рис.
ЗЗО. Распределение функции тока при равномерном расположении форсунок, (3.2= 0,5кг/с) При равномерном расположении форсунок (рис. 3.32) для вихря в верхней части расчетной области — у днища, картина протекания процесса качественно повторяет предыдущую схему, но с той лишь разницей, что расход окислителя через одну форсунку уменьшился в два раза, в результате чего уменьшилась интенсивность движения вихря, что вызвало уменьшение теплового воздействия на днище и прилегающие стенки (рис.
3.33). В нижней части расчетной области изза наличия форсуики картина процесса изменилась более существенно. Горячие газы из зоны горения практически не воздействуют на трубопровод, стенки нагреваются благодаря лучистому тепловому патоку (рис. 3.33). В нижней части происходит их охлаждение вследствие присутствия большого количества паров окислителя. Из рисунков видно, что наиболее теплонагруженным участком конструкции бака для обеих схем является днище из-за возникновения вихревого течения в районе стыка обечайки и днища, особенно зто выражено для первой схемы. Для второй схемы в дальнейшем можно изменить картину тока„направив верхние форсунки на место стыка Тепловое иагружение для такой схемы представлено на рис. 3.34. 123 а, Втl(мк К) Т а) а, Вт/(мк К) Т, 'С б) Рис. 3.31.
Изменение температуры и коэффициента теплоотдачи: а) по длине бака, б) вдоль тоннельного трубопровода 124 шВ!В'ймзй з е.изюиз з чй чьею й п1лзиюй е М1.97пюь ь зег.мгив з зчз.ймбйй е зп.азчьеь ч згз.зчзвю зв мь.камю 11 «н.ьюййй зз ььь, зий йй зз юь.ьззпю м зм.ип56е 1ч мь.заема зь вю.кзййв и ььз.ьазюв ю ьаз.'хшВ 1ч 7зй. Фйвюй зй зьй. мыйй Рис. 3.32. Температурные пола при равномерном расположении форсунок (1м = 05кг/с; Т, = 285 'С; Т, = 80'С; ат = 33 Вт/(и' . К); а~ = 100 Вт/(м' .
К)) а, Вт/(м~.К) Т,'С Рис. 3.33. Изменение температуры и коэффициента теплоотдачи на единицу топливного бака 125 а, Вт/(мт К) т,с а) а ВтУ(мт.К) Рис. 3.34. Изменение температуры н козффициента теплоотдачи: а) вдоль днища бака, б) вдоль днища трубопровода 126 В результате наклона верхнего блока форсунок (рнс. 3.34 а) перестает образовываться вихревое течение у днища, это снижает воздействие на него горячих продуктов сгорания.
В нижней части расчетной области картина процесса качественно не изменяется. В целом, по сравнению с другими расчетами, средняя температура стенки бака ракеты уменьшилась для всего диапазона изменения расхода окислителя. Это позволяет сделать вывод, что данный вариант взаимного расположения форсунок, остатков топлива н выходного отверстия является нанболее приемлемым для проведения термохнмического процесса обезвреживания в топливном баке ракеты.
Исследования показали, что основным лимитирующим фактором процесса является скорость испарения горючего, поэтому оптимальная величина расхода окислителя подбирается так, чтобы уровень тепловыделеннй обеспечивал испарение всего имеющегося горючего за время падения ступенн (рис. 3.35). Для последнего расчетного случая скорость испарения НДМГ в зависимости от расхода окислителя, изменяется от 0,093 до 0,107 кг/(с м)', это означает, что остатки НДМГ в количестве 1200 кг испарятся за время 219-255 с, т.е.
процесс успевает завершиться за время полета отделившейся ступени в верхних слоях атмосферы, составляющее 400 с. а, Вт/(м К) Рихоя оввслнплю, 2 «гл Рис. 3.35. Зависимость осредненных коэффициентов теплоотдачн от расхода окислителя 127 ЗЗ. Моделирование тепловых режимов конструкции бака На ранних этапах теплового проектирования ряда систем (двигательной установки, топливных баков и др.) ракет-носителей возникает необходимость расчета температурного режима их конструкции, особенно это относится к расчету температурного режима топливных баков, т.к. от него существенно зависят прочностные характеристики их.
При температуре стенки в 300 'С давление в баке не должно превышать давления 0,2 МПа. Поэтому проблема точной оценки температурного режима бака при работе системы обезвреживания становится одной из основных. Определение температурного режима конструкции бака и параметров внутрибаковых процессов при работе вытеснительных систем с горячим наддувом рассматривается в ряде работ, например в (9]. Однако вследствие недостаточной изученности процессов тепло и массообмена, как отмечают авторы, они ограничились лишь постановкой проблемы, а попьпка расчленить ее на ряд не- взаимосвязанных задач и решить каждую в отдельности аналитически не позволила авторам создать цельную физико-математическую модель процесса н де- тельно исследовать все взаимосвязи его.
С развитием вычислительных методов проблема определения температурных режимов конструкции баков ракет в значительной степени решена (1, 2]. Однако проблема определения условий теплообмена в баке оставалась открьпой до на- стоящего времени, в то же время задача определения температурных режимов баков должна решаться во взаимосвязи с задачей определения условий теплообмена. При этом возможны два основных подхода. Первый — зто исследование теплового режима отдельных элементов конструкции, когда необходимо учитывать влияния этих элементов друг на друга, второй подход — создание математических моделей для исследования теплового режима конструкции целиком.
Последний подход является более предпочтительным, так как описывается тепловой режим наиболее важных элементов конструкции РН и учитывается нх влияние друг на друга. Оптимальное решение проблемы обеспечения заданного теплового режима достигается в сочетании второго расчетно-теоретического подхода с наземной экспериментальной отработкой н окончательной проверкой при натурных нспы- В ряде работ при составлении математической тепловой модели применяется так называемый балансовый метод расчета температурных полей в конструкции.
128 Метод заключается в разбиении конструкции на ряд элементов н составлении системы балансовых уравнений. В соответствии с предложенной методологией, основой процесса термохнмического обезвреживания баков и ОЧ от остатков токсичного горючего является подача штатного окислителя в объем или на поверхность конструкции, где имеются остатки горючего в паровой или жидкой фазе. В зависимости от типа используемого окислителя, перепада давлений и других конструктивных особенностей обезвреживаемого бака возможны два принципиально отличных способа ввода окислителя: первый — окислитель подается в газовой фазе; второй — окислитель подается в виде жидкой струи.
В соответствии с предложенной физико- химической моделью процесса для создания математической модели, описывающей процессы тепло- и массообмена при работе системы обезвреживания, необходимо принять ряд допущений. 1. Окислитель, впрыскиваемый в бак, рассматривается в виде капель и сплошной части струн.
2. Химические реакции окисления и разложения происходят в газовой фазе после нагрева и испарения остатков горючего н подаваемого окислителя. 3. Механической работой, работой диссипацин, на трение, как и теплом диссипацнн н трения пренебрегаем [141. 4. Положение жидких остатков горючего в баке отделившейся части известно и задается в соответствии с данными гл. 4.
5. Процесс окисления и разложения горючего происходит равномерно во всем объеме бака. Последнее допущение справедливо в тех случаях, когда обезвреживаемые объемы невелики (баки небольших размеров, трубопроводы, тупиковые обьемы и т.д.), когда время пребывания реагентов соизмеримо с временем прохождения реакции или при очень большой турбулентности процессов.
Для других расчетных случаев оно достаточно грубое, так как структура газовой фазы в баке большого объема более сложна и будет состоять из зоны факела около форсунки, зоны пиролнза, зои испарения и конвективного теплообмена и необходимо учитывать неравномерность теплообмена. Но такой подход позволяет оценить предельный, наиболее интенсивный, случай теплового нагружения, когда распыл окислителя охватывает все внутреннее пространство бака, и получить максимальные оценки по температуре как внутри бака, так н в его элементах. А при необходимости можно учесть н неравномерность условий теплообме- 129 на, взяв в качестве исходных данных распределения условий теплообмена из предыдущей главы, задав их на соответствующих участках бака. Система уравнений, описывающая температурный режим бака (с учетом принятых допущений) будет состоять из системы балансовых уравнениЯ: для элементов, на которые разбивается конструкция бака; для горючего, продуктов окисления и разложения; для окислителя и уравнения баланса массы для внутрибакового пространства [23].
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
