Установка для экспериментального исследования теплоотдачи вращательного течения газа

Полный текст

Вращательные или закрученные потоки часто встречаются в энергетических установках различного назначения. Широкая классификация закрученных потоков встречается в энергетических установках летательных аппаратов, это обусловлено интенсивностью протекающих динамических и тепловых процессов. Закрутка потока используется для интенсификации теплообмена в теплообменных аппаратах жидкостных ракетных двигателей (ЖРД). Первым теплообменным аппаратом, разработанным НПО Энергомаш для ЖРД, можно считать кожухотрубчатый теплообменный аппарат, созданный в 1954-1957 гг. для многокамерного кислородно-керосинового двигателя РД107. На базе двигателя РД107 было разработано более 10 модификаций, что говорит о его долголетии по сравнению с другими двигателями, и он продолжает активно использоваться по сегодняшний день [1]. Теплообменные аппараты в ЖРД служат для нагрева и испарения одного из компонентов топлива, который затем используется для наддува баков ракеты-носителя. Среди современных двигателей, применяющих теплообменные аппараты, следует отметить РД171, РД170 и РД180 [2]. Семейство этих двигателей работает по схеме с дожиганием газогенераторного газа, и использует теплообменный аппарат цилиндрического типа. Вращательное течение также характерно: для подводящих и отводящих устройств газовых турбин и насосов; полостей между ротором и статором турбин; торцевых щелей между диском и корпусом осевого насоса; полости гидродинамических уплотнений. ’Исследование выполнено при поддержке Министерства образования и науки Российской Федерации, соглашение 14.132.21.1584. Гидродинамика вращательных течений в различных граничных условиях подробно изучена в работе [3], и подтверждена экспериментальными исследованиями [4], однако в этих работах не затронуты вопросы расчета конвективного теплообмена. На основе подхода, изложенного в работе [5], записаны основные уравнения алгоритма для моделирования потенциального вращательного течения газа с учетом конвективного теплообмена, куда входят: 1. Уравнение константы CU определения окружной составляющей скорости ядра потока: dCU 2пТа R (1) ~dR pV 2. Уравнение определения изменения статического давления: pV 2 dp 2n — = рюяR + - 2 2 3 dR 4n z R (2) 3. Уравнение энергии: C2 Q N h = Cp(T + 273) +--¥- + —; (3) 2 m m 4. Уравнение теплового потока: dQ = kdFdT, где k - коэффициент теплопередачи; здесь (4) k = 1 (5) 1 5 1 — + — + — а „ Ха 5. Уравнение состояния: pv = RT. (6) Отметим, что в систему уравнений входят два уравнения движения рабочего тела для потенциального вращательного течения (1) и (2), уравнение энергии (3) и вся система замыкается уравнением состояния рабочего тела (6). Для решения уравнения энергии необходимо решить уравнение теплового потока (4) и определить диссипацию энергии. Для достоверного моделирования вращательных течений с учетом конвективного теплообмена необходимо определять коэффициент теплоотдачи для вращательных потенциальных течений, входящих в выражение для определения коэффициента теплопередачи (5). В работах [6; 7] подробно рассмотрена теория расчета вращательных течений газов, приведены зависимости для оценки локальных коэффициентов теплоотдачи при турбулентном и ламинарном режимах течения как вращательных, так и прямолинейных потоков. Рис. 1. Принципиальная схема установки Для верификации полученных теоретических зависимостей и проведения экспериментальных исследований вращательного потенциального потока, с учетом теплоотдачи, разработана экспериментальная установка (рис. 1). Экспериментальная установка представляет собой теплообменный аппарат круглой формы с тангенциальным подводом рабочего тела (воздуха), и имеет две полости для течения рабочего тела и охлаждающей жидкости, разделенных теплопроводящей стенкой. Полость II - полость течения рабочего тела, полость I - полость течения охлаждающей жидкости. Форма круга дает большее значение площади теплообмена при заданном периметре. Для обеспечения закрутки и вращательного движения газового потока в полости II (рис. 2), используется тангенциальный подвод рабочего тела. В полости II реализуется вращательное потенциальное течение, распределение окружной составляющей скорости рабочего тела по радиусу описывается выражением UR = C = const (рис. 2). В полость II через коллектор осуществляется кольцевой подвод охлаждающей жидкости, отвод через центр. Для обеспечения прямолинейного равномерного течения охлаждающей жидкости в полости установлены четыре перегородки (рис. 3). Рабочие параметры: массовый расход рабочего тела и охлаждающей жидкости, температуры на ходе и выходе из теплообменного аппарата контролируются контрольно-измерительным оборудованием экспериментального стенда. Для упрощения дальнейшей обработки экспериментальных данных массовый расход охлаждающей жидкости рассчитан таким образом, чтобы реализующиеся течение охлаждающей жидкости по всей длине полости I имело ламинарный режим. Задача экспериментального исследования состоит в определении среднего по поверхности теплообмена коэффициента теплоотдачи рабочего тела, с учетом реализации в исследуемой полости потенциального вращательного течения, при известной поверхности теплообмена и материала теплопроводящей стенки. Локальный и средний коэффициенты теплоотдачи от теплопроводящей стенки к воде при постоянном тепловом потоке определяют по выражению [8] Рис. 2. Схема течения рабочего тела в полости II Рис. 3. Схема течения охлаждающей жидкости в полости I 0,25 Pr Nu x = 0,46 • Re°’5 • Pr1/3 • (7) Pr \r st У 0,25 Pr Pr \r Lst У Nu = 0,69-Re°,5-Pr1/3^ (8) где х - продольная координата, в данном случае x = r -текущий радиус теплопроводящей стенки; Prst - критерий Прандтля для охлаждающей жидкости при температуре стенки. Выражения (7) и (8) используются при продольном обтекании пластины ламинарным потоком жидкости. Основной сложностью при определении среднего коэффициента теплоотдачи рабочего тела к стенке теплообменного аппарата является достоверный расчет коэффициента теплоотдачи от стенки к охлаждающей жидкости. Данная сложность обусловлена круглой формой теплообменного аппарата. Массовый расход охлаждающей жидкости постоянен, а площадь проходного сечения полости изменяется с радиусом, за счет этого фактора происходит увеличение скорости потока и числа Рейнольдса. Использование теплообменника в качестве установки при проведении экспериментальных исследований позволяет исключить измерение температуры теплопроводящей стенки, что существенно упрощает проведение эксперимента и обработку экспериментальных данных. Для контроля теплового баланса в экспериментальном участке за счет контрольноизмерительного оборудования экспериментально стенда производится замер температур рабочего тела и охлаждающей жидкости на входе и выходе. Количество тепла, переданного от рабочего тела в экспериментальной установке, находят по выражению Qg = mg-CPg iTgi- Tg 2). Для контроля теплового баланса определяется количество тепла, полученного охлаждающей жидкостью: Ql = тГ Cpl • (Tl2 - Tl1 ), где Cpl и Cpg - среднее значение теплоемкостей охлаждающей жидкости и рабочего тела; ml и mg - массовые расходы, с. Причем должно выполняться равенство: Qg - Ql. Невыполнение равенства может говорить о неверно проведенном замере показаний при проведении эксперимента, либо о выходе из строя одного или нескольких компонентов системы контрольно-измерительного оборудования. Относительно компактные размеры установки позволяют использовать теплоизоляцию при проведении исследований, и свести утечки тепла в окружающую среду к минимальным значениям. В результате проведенной работы спроектирована установка, позволяющая проводить экспериментальные исследования вращательных потенциальных течений на различных режимах течения рабочего тела. Проведение исследований позволит провести сравнительный анализ полученных теоретических зависимостей и экспериментально определенных средних по поверхности теплообмена коэффициентов теплоотдачи рабочего тела. Основные геометрические размеры установки приведены в таблице: Радиус полостей I и II R 100 мм Ширина полостей I и II n 8 мм Диаметр штуцера подвода рабочего тела d\ 4 мм Диаметр штуцера отвода рабочего тела d2 40 мм Максимальная площадь проходного сечения полости I f1 5,024-10-3 м2 Минимальная площадь проходного сечения полости I 0,110-3 м2 Толщина теплопроводящей стенки 5 1 мм Площадь поверхности теплообмена S 0,628 м2

Об авторах

А. А. Зуев

Сибирский государственный аэрокосмический университет имени академика М.Ф. Решетнева

М. И. Толстопятов

Сибирский государственный аэрокосмический университет имени академика М.Ф. Решетнева

Д. А. Жуйков

Сибирский государственный аэрокосмический университет имени академика М.Ф. Решетнева

Email: dla2011@inbox.ru

Список литературы

Дополнительные файлы