Материал: Методические указания к выполнению практических и самостоятельных работ по дисциплине «Конструирование камер жидкостных ракетных двигателей». Скоморохов Г.И., Гуртовой А.А

расчетному истечению на высоте Н = 0 км). Далее строят контур сопла, используя заданный его тип, и по уравнению контура rг = rг (х) определяют радиус rг поверхности газового тракта (расстояние рассматриваемого участка от критического сечения задает преподаватель). Это позволяет найти отвечающую участку площадь A тракта и по уравнению Христиановича вычислить газодинамическую функцию расхода j(Λ). По формуле этой функции рассчитывают величину Λ, что дает возможность определить газодинамические функции температуры τ(Λ), давления π(Λ), плотности ε(Λ); далее находят сами эти параметры, а также скорость wг = Λа *.

Собственно расчет плотности конвективного теплового потока начинают с вычисления соответствующего коэффициента теплоотдачи αк. В зависимости от расположения рассматриваемого участка Δx сопла применяют один из упомянутых выше вариантов записи критериального уравнения конвективного теплообмена между газом и стенкой.

Для расчета величин r , Re, Pr и определения коэффициента теплоотдачи αк по найденному из критериального уравнения значению критерия Нуссельта понадобятся еще свойства газа: изобарная теплоемкость cp , теплопроводность λ, динамическая вязкость μ. В соответствии с принятой термодинамической моделью продуктов сгорания

эти свойства вычисляют по следующим соотношениям [22]: Здесь условная молекулярная масса продуктов сгорания mг = Σrjmj ; rj и mj – объемные доли и молекулярные массы компонентов; cpm, λ и μ – соответствующие свойства компонентов (cpm = mcp – мольная изобарная теплоемкость).

9

Значения ( )cpm j , λ j, μj берут по справочникам при определяющей температуре.

Поскольку в нее входит величина Tr , зависящая от коэффициента восстановления r , который сам зависит от свойств газа, приходится использовать метод последовательных приближений. В первом приближении берут r = 0,85...0,88 и далее уточняют это значение, используя связь r = Pr0,33 (она записана для турбулентного режима, который здесь реализуется чаще всего).

Впрочем, первый вариант расчета может оказаться неудачным, что выяснится лишь по его завершении (например, получилась слишком высокая или низкая температура стенки со стороны охладителя Twж , либо найденный его расход mж & неприемлем по гидравлическим соображениям). Поэтому указанные приближения (уточнение r , а следовательно, и Tr ) целесообразны только в окончательном варианте расчета.

Такой подход правомочен и потому, что в определяющую температуру входит температура поверхности стенки (покрытия) со стороны газа Twг , которая в начале расчета неизвестна. Ее приходится задавать, опираясь на имеющийся опыт теплофизического проектирования ракетных двигателей. При отсутствии такового принимают значение Twг несколько меньшим предельных величин, допускаемых свойствами материала покрытия. Так, предельной считают температуру 2400 К для ZrO2 , 1900 К

для Al2O3, 1600 К для ZrSi [22].

Чтобы сократить объем работы по вычислению αк при варьировании Twг в предварительных расчетах, можно использовать прием, обоснованный в работе [22]. Исходя из вида уравнения конвективного теплообмена и входящих в него критериев подобия (Nu , Re , Pr), установлено, что зависимость коэффициента теплоотдачи от определяющей температуры выражается пропорциональностью величины αк комплексу λ0,6 (cp /μ 0,4). Поэтому отношение значений α′к и α′к′ , вычисленных по определяющим температурам T′ и T′′,

10

будет равно отношению упомянутых комплексов при этих температурах.

Для тех продуктов сгорания ракетных топлив, которые в значительных количествах содержат водяной пар, величины λг , срг , μг во многом определяются соответствующими свойствами водяного пара. Расчеты показывают, что отношения комплексов ( ) 4 0, p λ0,6 c μ при двух температурах, найденные для всего состава продуктов сгорания и только для водяного пара, примерно одинаковы. Поэтому величина α′к α′к′ может быть взята такой же, как отношение упомянутых комплексов, вычисленных для водяного пара при температурах Т′ и Т′′. Эти отношения даны в [22] в виде кривой для диапазона температур 1000…3600 К.

После определения конвективного коэффициента теплоотдачи αк вычисляют плотность qк соответствующего теплового потока по закону Ньютона – Рихмана.

1.7. Расчет лучистого теплового потока

Радиационный теплообмен между высокотемпературным потоком продуктов сгорания и стенкой сопла ракетного двигателя представляет собой очень сложный вариант теплопереноса излучением в системе «газ–оболочка» [1]. Течение газа сопровождается процессами горения, диссоциации и рекомбинации; существуют значительные градиенты температуры газа; температура стенки также меняется вдоль сопла. В этих условиях лучистый тепловой поток создается комплексом излучений и поглощений большого числа неоднородностей, отличающихся составом и значением температуры. В частности, по радиусу газового тракта можно выделить минимум три таких неоднородности – ядро потока, пристеночный слой газа и находящуюся между ними область. Непосредственно облучает стенку только прилегающий к ней слой, а излучение промежуточной области и ядра потока частично поглощается этим слоем (следует также учесть частичное поглощение излучения ядра

11

самой промежуточной областью). В итоге точное определение радиационного теплопереноса в такой системе затруднено.

В расчетах «первого уровня» используют упрощенную модель неизменного по составу газа при постоянных температурах газа и стенки. Возможность такого подхода в рассматриваемом задании оправдана тем, что здесь теплообмен рассчитывают на сравнительно коротких участках сопла длиной Δx, хотя проблема изменения температуры и состава по радиусу газового тракта остается.

Упомянутая модель позволяет применить для расчета плотности qл лучистого теплового потока от газа к стенке ряд простых зависимостей, приведенных в [1]:

Формула для вычисления степени черноты газа εг записана с учетом того, что в составах продуктов сгорания, рассматриваемых в задании, существенно лишь излучение углекислого газа и водяного пара. Их степени черноты ε j определяют по номограммам, имеющимся в справочниках, монографиях и учебниках, например в [2]. Там же даны пояснения к «технологии» пользования номограммами и вспомогательные зависимости, необходимые, в частности, для расчета ε н2о . Перед обращением к номограммам следует вычислить парциальные давления pj компонентов (см. задание № 1) и среднюю длину l теплового луча (l = 3,6V F, где V – величина рассматриваемого объема газа; F – площадь поверхности отвечающей ему оболочки).

Что касается величины Aгw (коэффициента поглощения газовым объемом эффективного излучения стенок), то ее рекомендуется принять равной степени черноты газа εг ,

12

подсчитанной при температуре стенки Twг . Приведенная же степень черноты стенки εwг ′ зависит от степеней черноты газа εг и стенки εwг . Последнюю находят по справочникам, исходя из Twг , вида покрытия стенки и условий его работы (наличие окислов, сажи и др.). В первом приближении можно принять εwг =0,9.

1.8. Расчет сопротивления теплоотдачи со стороны газа

Согласно уравнению теплопередачи (14.1) линейное термическое сопротивление теплоотдачи со стороны газа представлено выражением

Здесь коэффициент теплоотдачи а г между газом и стенкой является условной величиной, определяемой суммарным тепловым потоком qг = qк + qл и зависящей от того, какая температура газа присутствует в уравнении теплопередачи.

В формуле (14.1) таковой есть температура Тг ядра потока (этот выбор согласуется с обычной тенденцией использования в уравнении теплопередачи тех температур текучих сред, которые известны по условиям однозначности). Кроме того, температура Тг участвует в «генерации» обеих составляющих теплового потока q г.

При таком выборе характерной температуры газа в уравнении теплопередачи имеем

т.е. термическому сопротивлению R ia при линейной плотности теплового потока qi = 2πrгqг отвечает следующий температурный напор между стенкой и газом:

13