CC BY
71
УДК 629.76
В. В. ШАЛАЙ В. И. ТРУШЛЯКОВ В. Ю. КУДЕНЦОВ
№
Омский государственный технический университет
МОДЕЛИРОВАНИЕ НАЧАЛЬНОГО ПЕРИОДА ФУНКЦИОНИРОВАНИЯ СИСТЕМЫ ГАЗИФИКАЦИИ ЖИДКИХ ОСТАТКОВ ТОПЛИВА
Проведено моделирование взаимодействия жидких остатков компонентов ракетного топлива с газовым потоком вводимого теплоносителя для начального периода функционирования системы газификации. Определены режимы деформирования и распада каплевидных жидких остатков топлива в объеме топливного бака. На основе результатов моделирования предложена гипотеза о динамическом процессе начального этапа газификации. Представлены результаты численного моделирования.
Ключевые слова: топливные баки, моделирование, двухфазное течение, ракетное топливо, газификация.
В настоящее время для решения проблемы снижения техногенного воздействия космических средств выведения на окружающую среду предлагается использовать подходы на основе технологии низкотемпературной газификации жидких остатков компонентов ракетного топлива (КРТ) в топливных баках ракетных блоков [1, 2].
В соответствии с концепцией предлагаемого подхода предлагается рассмотреть различные направления использования жидких остатков КРТ: от их газификации и выброса в окружающее пространство до использования энергетического ресурса, заключенного в них с целью создания и реализации заданного по величине и направлению импульса тяги.
Постановка задачи. Одной из основных сложностей при составлении модели описания термодинамического процесса низкотемпературной газификации является то, что процесс протекает в условиях малых гравитационных полей (nx = 0,001^0,2), при нарушении сплошности газожидкостной смеси и неопределённости граничного и фазового состояния.
При этом, значение перегрузки n = 0,001^0,01 соответствует начальному периоду работы системы газификации, перегрузка nx = 0,15^0,2 при работе ракетного двигателя, функционирующего по системе «газ —газ» или сбросе продуктов газификации через управляющие сопла [3].
Теоретико-экспериментальные исследования, приведенные в работе [4], позволили сформулировать гипотезу о первоначальном расположении жидких остатков КРТ в объеме топливного бака на начало процесса низкотемпературной газификации. Согласно данной гипотезе, остатки жидкого КРТ с различным диаметром капель (от 2 до 5 мм) равномерно распределены в объеме топливной емкости.
Газификация жидких остатков КРТ осуществляется горячим газогенераторным газом, вводимым
в объем топливного бака. При этом истекающая струя теплоносителя (ТН) встречается с распределёнными по объёму каплями топлива.
Целью данного исследования является проведение моделирования взаимодействия жидких капель КРТ с газовым потоком вводимого ТН.
При численном моделировании принимались следующие допущения:
1) жидкие остатки КРТ, на начало процесса низкотемпературной газификации, равномерно распределены в объеме емкости;
2) работа системы низкотемпературной газификации осуществляется при дозвуковой скорости вводимого ТН в объём ёмкости;
3) состав газовой фазы не изменяется;
4) процесс протекает без теплообмена и химического взаимодействия между вводимым ТН и жидким остатком КРТ.
Математическая модель и расчётные зависимости. Для технического моделирования двухфазных течений в объёме топливного бака применим метод, базирующийся на основе численного решения уравнений Навье — Стокса, осредненных по Рейнольдсу.
В уравнениях объемные доли фаз должны удовлетворять соотношению
: 1 ,
q=f
где индекс д=[ относится для непрерывной фазы, — для дисперсной фазы. Уравнение неразрывности
Уравнение изменения количества движения
ft(aqPquq) + V • (aqPququq)=~^qVP' + ( 3)
+ v-gpgg + V • (a^eff (yuq + (Vu)T ))+ Мш ,
a
q
где pq — плотность; ^ — осредненное значение скорости; д — ускорение силы тяжести; /е=(/+/1) — коэффициент эффективной вязкости; / — коэффициент динамической молекулярной вязкости; / — коэффициент турбулентной вязкости; Мт — передача
межфазного импульса; р' — измененное давление.
2 2
Давление р' определяется р' = р + — рк + — ^с11и,
где р — давление в объеме емкости.
В дополнение к уравнениям (2) — (3) используется двухпараметрическая к-е модель турбулентности [5]. Уравнения переноса кинетической энергии турбулентности и скорости её диссипации записываются для газовой фазы. Дополнительные члены уравнений учитывают эффект взаимодействия дисперсной жидкостной фазы. Уравнения для турбулентности записываются в виде:
= у\а\р+-^\Ук\ + «, G - р,е) + S,
где CVM коэффициент виртуальной массовой силы. Согласно [6] для малой концентрации жидкой фазы а^0, коэффициент CVM^0,5. Принимаем для дальнейших расчетов CVM = 0,5.
Подъёмная сила (Lift force) определяется по зависимости:
FL = CLasPf {uf - us MV* us ) -
(10)
где С1 — безразмерный коэффициент. При моделировании процесса принимается модель Тош1уаша [7], при которой коэффициент С1 определяется по следующим зависимостям:
[тт(0,288 tanh(0,121 Res,f(Eo'))) Ео' < 4 С =и(Ео') 4 < Ео'< 10, (11)
I - 0,27
10 < Ео'
(4)
где f(Eo') = 0,00105Eo'3 - 0,0159Eo'2 - 0,0204Eo' + 0,474. Eo' — модифицированное число Этвеша, которое определяется:
Eo' =
g (Ps - Pi)d
(12)
f1 + V(at pf) = ot
(5)
= V\ai\p + ^t- |V*|-f {CelGk - Cf + 5/,
энергии; , — дополнительные члены, учи-
тывающие межфазное взаимодействие, которое моделируется. 2 /
Здесь Ск = р:Уи\уи + УиТ )--Уи(]Уи + рк).
Турбулентная вязкость вычисляется по формуле Колмогорова — Прандтля /1=рС/к2/е. В уравнениях (4) —(5) модельные константы Се =1,44; С2е =1,92; С =0,09; а, = 1,0; а = 1,3.
/ к е
Передача межфазного импульса должна удовлетворять условию М = —М.
Межфазная передача импульса записывается:
Fd = 3 aPiC^ui - U |(ui - U)
4 d,
Cd =
— (l + 0,15 Re0687 ) Re < 1
Res 0,44
103 < Re < (1 + 2;105.
Число Рейнольдса Re =
Pf\uf ~uAds
Pf
Виртуальная массовая сила (Virtual mass force) определяется по зависимости:
d (u f - Us )
-VMas P f
FVM ~ Cvm & s
В формуле параметр йн определяет диаметр капли жидкости с учетом ее деформации:
4 = d (l + 0,163£о0757 )1/3.
где к — турбулентная кинетическая энергия; е — скорость диссипации турбулентной кинетической
где Fg FVM, Fl, Fm — соответственно сила лобового сопротивления, виртуальная массовая сила, подъёмная сила, сила межфазной дисперсионной турбулентности.
Сила лобового сопротивления (Drag forse) определяется:
Входящее в зависимость (13) число Этвеша определяется:
g{Ps - Pi H2
Eo =
(14)
где a — коэффициент поверхностного натяжения.
Сила межфазной дисперсионной турбулентности (Interphase turbulent dispersion force) определяется по модели Lopez de Bertodano [8]:
ftd = ~ctdpfk^af.
(15)
(7)
где CD — коэффициент лобового сопротивления. В расчетах принимается модель Schiller Naumann, для которой коэффициент CD определяется:
(8)
(9)
dt
В зависимости (15) коэффициент CTD лежит в диапазоне от 0,1 до 0,5.
Проведем оценку режима деформирования и распада каплевидных жидких остатков КРТ в объеме топливного бака при взаимодействии с вводимой струей ТН.
Одним из основных параметров, влияющих на механизм деформирования и распада маловязких жидкостей, оказывает влияние число Вебера. Необходимо отметить, что, согласно исследованиям [9], законченная модель аэродинамического дробления капель до настоящего времени не создана.
Существует несколько классификаций режимов дробления капель. В данном исследовании примем модель [10] Согласно данной классификации, режимы разрушения жидких капель определяются критическими числами Вебера:
1) вибрационное дробление (Vibrational breakup) We<12;
2) дробление по типу «парашют» (Bag breakup) 12<We<50;
3) дробление по типу «парашют» со струйкой (Bag-and-stamen breakup) 50<We<100;
4) срыв микрокапель жидкости с экватора капли (Sheet stripping) 100<We<350;
5) катастрофическое дробление (Catastrophic breakup) We>350.
Число Вебера, для модели неустойчивости Кельвина — Гельмгольца, определяется:
k
<т
С7
M = F + F + F + F
1 As JDTJVMTJLTJ TD
16
We =
Pf (Uf - Us f ds
(16)
Эволюция распада капель жидкого КРТ определяется по модели Reitz and Divakar [10].
Изменение радиуса капли жидкого КРТ в потоке газовой фазы определяется
drs _ ~(rs - rstable )
dt
t
где rstab!e — стабилизированный радиус частиц капли жидкого КРТ после распада, tbr — время распада капли жидкого КРТ.
Для условия We>Wecrit, где критическое число Вебера Wecrit = 6, время распада капли жидкого КРТ определяется
tbr =П
Psrs 2а
(18)
Стабилизированный радиус частиц капли жидкого КРТ после распада определяется
rstable ~
6а
Pf (Uf - us )2
(19)
Для условия We/JRe > 0,5 We/jRe > 0,5 пада капли жидкого КРТ определяется
tbr = 20
iUf - Us
(20)
Стабилизированный радиус частиц капли жидкого КРТ после распада определяется
Гstable
2Р2Г (Uf - Us
(21)
Параметры процесса:
1) непрерывная фаза — газовая фаза, состоящая из ТН, подаваемого в объём ёмкости, газифицированного КРТ и газа наддува, находящегося в топливном баке на начало процесса газификации, Гтн0 = 1200°К;
2) состав газовой фазы: 75 % — газ наддува (гелий), 20 % — газообразный КРТ, 5 % — вводимый ТН;
3) коэффициент динамической вязкости газовой фазы — ^0 = 2,010-5 Пас.
4) дисперсная фаза — жидкий остаток КРТ, T 0 = 280°К;
крт0
5) скорость ввода ТН в топливный бак — u =500 м/с;
тн0
6) давление в топливном баке — р0 = 3 атм;
7) плотность газовой фазы — Pf=0,56 кг/м3.
8 ) ус ко рение силы тяж е ст и — 0,15 м/с2 (л^ =0,15);
9) характерный размер частиц дисперсной фазы — 3 мм;
10) объемная доля сплошной фазы — 97,5 (97,5 %);
11) объемная доля дисперсной фазы — 0,025 (2,5 %);
12) модель турбулентности k-s.
В качестве жидких остатков КРТ рассматривались: азотный тетраксид (АТ), несимметричный диметилгидразин (НДМГ), керосин. Физические параметры для данных топлив, согласно [11], следующие: АТ (р=1520 кг/м3, а = 0,0275 Н/м), НДМГ (р = 786 кг/м3, а = 0,028 Н/м), керосин (р = 820 кг/м3, а = 0,0289 Н/м).
На поверхностях топливного бака ставилось граничное условие непроницаемой, твёрдой стенки. Скорость на стенке равнялась нулю (итн|Л = 0 = 0).
Результаты и обсуждение. Численное моделирование двухфазного течения проводилось в программном комплексе «ANSYS CFX» на примере следующих типовых конструкций топливных ёмкостей:
— баки первых ступеней выполнены в виде цилиндрических баков со сферическими формами днищ, боковая поверхность — имеет силовой набор, днища выполнены в виде гладких оболочек;
— баки последующих ступеней выполнены в виде цилиндрических баков со сферическими формами днищ, боковая поверхность и днища — выполнены в виде гладких оболочек.
Расчётная область сетки состояла от 450 до 860 тыс. ячеек.
На рис. 1 приведены картины скорости движения капель жидкого КРТ в газовой фазе топливного бака первой и второй ступени для различных плоскостей симметрии.
На рис. 2 приведены графики изменения относительной скорости обтекания ТН капли жидкого
>
Рис. 1. Картины скорости движения капель жидкого КРТ в газовой фазе топливного бака первой (а) и второй (б) ступени для различных плоскостей симметрии
а
s
Г
Рис. 2. Графики изменения относительной скорости обтекания ТН капли жидкого КРТ в пристеночной области топливного бака первой (а) и второй (б) ступени для различных плоскостей симметрии
КРТ в пристеночной области топливного бака первой и второй ступени для различных плоскостей симметрии.
Анализ моделирования взаимодействия газового потока с жидкими остатками КРТ при проведении процесса газификации внутри типовых конструкций топливных баков показал:
1. В зоне вввода ТН в объем топливного бака образуется область, имеющая факелообразную форму, в которой наблюдается значительное изменение скорости движения жидкой фазы и самого ТН. При этом скорость движения ТН изменяется от первоначального значения скорости вввода ТН итн0 до величины (0,02^0,04)ита0. Длина факелообразной области составляет: для бака первой ступени — 0,5^0,65 длины топливного бака, ширина — 0,35^0,4 диаметра топливного бака; для бака второй ступени факелоо-бразная зона простирается почти по всей длине топливного бака, имея ширину около 0,3^0,35 диаметра топливного бака. В данной области число Вебера достигает значения We = 80^230, что соответствует 3 и 4 режиму дробления капли. В этой зоне время распада капли жидкого КРТ составляет tbr = 0,018^0,03 с., стабильный диаметр частиц образующихся после распада капли составляет 230^480 мкм.
2. Учитывая высокую температуру вводимого ТН, наряду с диспергированием капли, наблюдается испарение образующихся частиц после распада капли.
3. В пристеночной области топливного бака (h=10 см от стенки) в плоскости I —III наблюдается увеличение скорости движения двухфазного потока, в плоскости II — IV — увеличение скорости потока наблюдается только у днищ. В данных областях число Вебера достигает значения We=10^13, что соответствует режимам 1 и 2. В остальной части бака число Ведера We=1,3^2, что меньше критического значения.
4. Непосредственно в пристеночной области топливного (h<5 см от стенки) скорость двухфазного потока резко снижается. Отмечается, что наличие силового набора способствует снижению скорости. В этой области, за счет действия сил поверхностного натяжения, наблюдается образование жидкой пленки на внутренней поверхности топливного бака.
5. При высокой скорости движения двухфазного потока в объеме емкости происходит увлекание слабодеформируемых капель в поток из области с низким течением и, затем, направление данного потока через факелообразную зону, где происходит диспергирование капель жидкости.
6. Динамическое моделирование показало, что через 10^14 с после начала процесса газификации состояние газожидкостной фазы выходит на стационарный режим, при котором жидкие остатки КРТ распределены по внутренней поверхности топливной емкости. С внешней границы жидкости, распределенной по внутренней поверхности топливного бака, происходит «сдир» небольших капель, доля которых менее 5 % от распределенных остатков топлива.
Заключение. Численное моделирование газожидкостных потоков внутри типовых конструкций топливных баков ракет при проведении процесса газификации жидких остатков КРТ для начального периода функционирования системы позволило определить параметры характерных областей течений, провести оценку поведения каплевидных жидких остатков КРТ в объеме топливного бака при взаимодействии с вводимой струей ТН и определить параметры процесса.
На основе результатов моделирования предложена гипотеза о динамическом процессе начального этапа газификации.
Полученные результаты теоретического исследования рекомендуются к использованию для расчёта параметров процесса газификации жидких остатков КРТ в топливных баках ракет.
Библиографический список
1. Наукоёмкие технологии в технике: энциклопедия /
A. Н. Котов [и др.] ; под общ. ред. А. Н. Котова. — М. : ЗАО «НИИ «ЭНЦИТЕХ», 2010. - Т. 28. - 383 с.
2. Куденцов, В. Ю. Разработка бортовой системы снижения техногенного воздействия космических средств выведения на окружающую среду // В. Ю. Куденцов, В. И. Трушляков // Космонавтика и ракетостроение. — 2010. — № 3 (60). — С. 181 — 188.
3. Трушляков, В. И. Газификация жидких остатков ракетного топлива в условиях малой гравитации // В. И. Трушля-ков, В. Ю. Куденцов // Полёт. — 2011. — № 3. — С. 33 — 40.
4. Трушляков, В. И. Снижение техногенного воздействия ракетных средств выведения на жидких токсичных компонентах ракетного топлива на окружающую среду : моногр. /
B. И. Трушляков, В. В. Шалай, Я. Т. Шатров ; под ред. В. И. Трушлякова. — Омск : ОмГТУ, 2004. — 220 с.
5. Pourahmadi, F. Modelling solid-fluid turbulent flows with application to predicting erosive wear / F. Pourahmadi, J. A. C. Humpherey // PhysicoChemical Hydrodynamics. — 1983. — Vol. 4. — № 3. — Pp. 191 — 219.
6. Wijngaarden, L. Van Hydrodynamic interaction between gas bubbles in liquid / L. Van Wijngaarden, D. J. Jeffrey // Journal of Fluid Mechanics. - 1976. - Vol. 77. - № 1. - Pp. 27-44.
7. Tomiyama, A. Struggle with Computational Bubble Dynamics, Third Int. Conf. On Multiphase Flow, ICMF'98, Lyon, France, June 8-12. - 1998. - Pp. 1-18.
8. Lopez de Bertodano, M. Phase Distribution in Bubbly Two-Phase Flow in Vertical Ducts / M. Lopez de Bertodano, R. T. Lahey Jr, O. C. Jones // International Journal of Multiphase Flow. - 1994. - Vol. 20. - № 5. - Pp. 805-818.
9. Gelfand, B. E. Droplet breakup phenomena in flows with velocity lag / B. E. Gelfand // Prog. Energy Combust. Sci., 1996. -Vol. 22. - Pp. 201-265.
10. Reitz, R. and Diwakar, R., Structure of High-Pressure Fuel Sprays, SAE Technical Paper 870598, 1987.
11. Химмотология ракетных и реактивных топлив / А. А. Братков [и др.] ; под ред. А. А. Браткова. - М. : Химия, 1987. - 304 с.
ШАЛАИ Виктор Владимирович, доктор технических наук, профессор (Россия), заведующий кафедрой «Нефтегазовое дело», ректор, заслуженный работник высшей школы Российской Федерации. ТРУШЛЯКОВ Валерий Иванович, доктор технических наук, профессор (Россия), профессор кафедры авиа- и ракетостроения.
КУДЕНЦОВ Владимир Юрьевич, кандидат технических наук, доцент (Россия), доцент кафедры авиа- и ракетостроения.
Адрес для переписки: е-шаП: [email protected]
Статья поступила в редакцию 12.12.2014 г. © В. В. Шалай, В. И. Трушляков, В. Ю. Куденцов
№
УДК 621.74:669.15 В. В. АКИМОВ
П. В. ПЕТУНИН И. А. КЛИШЕВ А. В. КУЗНЕЦОВ
Сибирская государственная автомобильно-дорожная академия,
г. Омск
Омский автобронетанковый инженерный институт
ИССЛЕДОВАНИЕ СТРУКТУРЫ И СВОЙСТВ МОДИФИЦИРОВАННОЙ СТАЛИ Р6М5
Изучены структура и свойства опытных сталей после различных режимов термической обработки. Показано, что стойкость литых опытных штампованных вставок из стали Р6М5 превосходит стойкость аналогично из проката стали Р6М5. Коме того, установлено, что пониженная прочность и недостаточная ударная вязкость и пластичность не позволяют данную сталь использовать для производства штампованного инструмента. Перечисленные особенности и недостатки в целом определяют направление исследований по сохранению достоинств литой стали Р6М5 и устранению их недостатков.
Ключевые слова: микроструктура стали, закалка, отпуск, отжиг, свойства стали.
Введение. Установлено, что наличие в структуре литой стали ледебуритной эвтектики повышает сопротивление инструмента абразивному износу в сочетании с высоким контактным давлением в сравнении с кованым инструментом [1, 2].
Однако пониженная прочность до 1200 МПа и недостаточная ударная вязкость не позволяют успешно использовать эту сталь для производства штампового и режущего инструмента. Перечисленные особенности и определяют направление исследований по сохранению достоинств литой быстрорежущей стали и устранению ее недостатков. При этом основное внимание уделяется получению плотной отливки с достаточно мелким первичным зерном и раздроблению карбидов в эвтектике. Эти цели предлагается достичь за счет электрошлакового литья и модифицирования.
Результаты исследования. Основные свойства стали формируются при окончательной термической обработке, обеспечивающей высокую вторичную твердость, прочность, а также достаточную ударную вязкость (табл. 1) [3, 4].
Из анализа приведенных результатов табл. 1 можно сделать следующие выводы:
1. Твердость модифицированных и немодифици-рованных сталей Р6М5 поле окончательной термической обработки находилось в пределах (65...67) ИЯС.
2. Повышение теплостойкости на 2 — 3 ед. ИЯС произошло в стали Р6М5 модифицированной кар-бонитридом титана и нитридом циркония совместно с феррованадием.
3. Максимальное значение прочности имела сталь Р6М5, модифицированная карбонитридом титана в количестве 0,04 %.
