CC BY
25УДК 621.454.2:536.24
регенеративная система охлаждения камеры
жидкостного ракетного двигателя с межканальным движением теплоносителя сквозь металлический сетчатый материал
© 2021 г. Пелевин ф.в., Пономарев А.в.
Московский государственный технический университет имени Н.Э. Баумана (национальный исследовательский университет) (МГТУ им. Н.Э. Баумана) Ул. 2-я Бауманская, 5, стр. 1, г. Москва, Российская Федерация, 105005, e-mail: bauman@bmstu.ru
Рассмотрен новый метод регенеративного охлаждения камеры жидкостных ракетных двигателей с использованием принципа межканального движения теплоносителя сквозь пористый металлический сетчатый материал, изготовленный методом диффузионно-вакуумной сварки металлических тканых сеток. Теоретически обоснована необходимость перехода от одномерного (продольно -канального) к двумерному (межканальному) межсеточному движению теплоносителя сквозь пористый сетчатый материал. Представлены экспериментальные данные по гидравлическому сопротивлению и теплообмену в пористых металлических сетчатых материалах. На основе экспериментальных данных получено обобщающее критериальное уравнение поверхностной теплоотдачи для трактов с межканальным двумерным межсеточным движением теплоносителя сквозь металлический сетчатый материал. Исследована эффективность тепло -обмена трактов с межканальным движением теплоносителя.
Ключевые слова: регенеративное охлаждение, межканальное движение, диффузионно-вакуумная технология, металлический сетчатый материал, гидравлическое сопротивление, теплообмен, эффективность теплообмена.
DOI 10.33950/spacetech-2308-7625-2021-1-65-77
a regenerative cooling system
FOR THE CHAMBER OF A liquid-propellant
rocket engine with interchannel coolant flow through a metal mesh
pelevin F.V., ponomarev A.V.
Bauman Moscow State Technical University (National Research University) (Bauman MSTU) 5 bld. 12nd Bauman str., Moscow, 105005, Russian Federation, e-mail: bauman@bmstu.ru
The paper discusses a new method for regenerative cooling of the chamber of liquid-propellant rocket engines using the concept of interchannel coolant flow through a porous metal mesh made by vacuum diffusion welding of woven metal netting. It provides a theoretical rationale for switching from unidimensional (longitudinally channeled) flow to two-dimensional (interchannel) intermesh flow coolant through a porous mesh. It provides experimental data for hydraulic resistance and heat exchange in porous metal meshes. Based on the experimental data, a generalized criterial equation was obtained for surface heat release in the paths with interchannel two-dimensional intermesh coolant flow through metal mesh. The paper examines the efficiency of heat exchange in the paths with interchannel coolant flow.
Key words: regenerative cooling, interchannel flow, vacuum diffusion technology, metal mesh, hydraulic resistance, heat exchange, heat exchange efficiency.
ÜL
ПОНОМАРЕВ A.B.
ПЕЛЕВИН Федор Викторович — доктор технических наук,
профессор кафедры «Ракетные двигатели» МГТУ им. Н.Э. Баумана, е-mail: pelfv@rambler.ru
PELEVIN Fedor Viktorovich — Doctor of Science (Engineering),
Professor of Department «Rocket engine» at Bauman MSTU, е-mail: pelfv@rambler.ru
ПОНОМАРЕВ Алексей Викторович — аспирант кафедры «Ракетные двигатели» МГТУ им. Н.Э. Баумана; е-mail: 9722525@mail.ru
PONOMAREV Aleksey Viktorovich — Postgraduate at Department «Rocket engine» at Bauman MSTU, е-mail: 9722525@mail.ru
ПЕЛЕВИН Ф.В.
Введение
В настоящее время регенеративная система охлаждения жидкостных ракетных двигателей (ЖРД) с продольными фрезерованными каналами достигла своего совершенства, и при наличии высоких удельных тепловых потоков в стенку камеры, свойственных современным ЖРД, для непревышения предельно допустимой температуры стенки необходимы высокие скорости движения теплоносителя в каналах, что приводит к большим потерям давления в регенеративной системе охлаждения ЖРД. Требования по повышению надёжности, ресурса, увеличению удельного импульса тяги ЖРД обосновывают необходимость перехода к новым конструкциям и технологиям изготовления регенеративной системы охлаждения двигателя.
Известно, что заполнение теплооб-менного тракта пористым высокотеплопроводным металлическим сетчатым материалом (МСМ) с малым термическим сопротивлением между стенкой и пористым материалом максимально интенсифицирует теплообмен [1]. Одна из главных
причин ограниченного применения МСМ в системе охлаждения ЖРД и тепло-обменных аппаратах — его высокое гидравлическое сопротивление [2] при большой протяжённости теплообменного тракта. Возникает необходимость перехода к другой схеме движения теплоносителя сквозь МСМ, сочетающей в себе высокую теплоотдачу с малыми потерями давления теплоносителя.
Теплообменный тракт
с межканальным движением теплоносителя
Применение в регенеративной системе охлаждения пористых металлических материалов при одномерном продольном движении теплоносителя ещё больше увеличивает гидравлическое сопротивление по сравнению с фрезерованными каналами, но при этом интенсификация теплообмена в тракте охлаждения достигает максимальной величины [3].
Уменьшить потери давления в регенеративной системе охлаждения ЖРД с использованием пористого материала, не изменяя габаритных размеров тепло-обменного тракта, можно, если перейти
от общеизвестного продольно-канального (П-К) к межканальному двумерному межсеточному движению теплоносителя сквозь МСМ (рис. 1), изготовленный методом диффузионной сварки в вакууме высокотеплопроводных металлических тканых фильтровых сеток [4, 5].
На рис. 1 представлена схема движения теплоносителя в цилиндрическом тракте с межканальным движением теплоносителя (МКДТ) сквозь МСМ.
Организовать межканальное движение теплоносителя сквозь МСМ можно следующим образом (рис. 1). Теплоноситель из подводящего коллектора 1 поступает в продольно расположенные в осесимметричной наружной оболочке 2 тракта подводящие каналы 3, заполняет их и под действием перепада давления движется сквозь МСМ 4 в соседние отводящие каналы 5. Внутренняя оболочка 6 и торцы каналов непроницаемы для теплоносителя. Из отводящих каналов теплоноситель поступает в сборный коллектор 7. Подводящие и отводящие каналы чередуются и расположены симметрично относительно друг друга. Изменяя число каналов, можно добиться допустимых потерь давления и скоростей движения теплоносителя сквозь МСМ, не увеличивая толщину пористой вставки. Расстояние между подводящими и отводящими каналами может быть соизмеримо с толщиной пористого металлического материала (шириной кольцевой щели) 5.
Регенеративный тракт охлаждения ЖРД с межканальным движением теплоносителя сквозь МСМ — это тракт со связанными оболочками, где нагрузка от тонкой (0,2-0,8 мм) внутренней непроницаемой стенки передается наружной силовой стенке через МСМ, жёстко связанный с обеими оболочками. Теплоноситель движется из подводящих каналов в отводящие сквозь МСМ. Подводящие и отводящие каналы чередуются, расположены продольно в наружной силовой оболочке на одинаковом расстоянии друг от друга, торцы каналов непроницаемы. Таким образом, резко уменьшается путь движения теплоносителя сквозь МСМ, увеличивается площадь проходного сечения теплоносителя, что приводит к уменьшению скорости и потерь давления в тракте при сохранении габаритов и высокой теплоотдачи. Высокая интенсификация теплообмена достигается за счёт принципиально иного метода передачи теплоты от охлаждаемой внутренней стенки в теплоноситель. Теплота отводится от охлаждаемой стенки не за счёт конвективного теплообмена, как в оребренном тракте, а теплопроводностью по высокотеплопроводному металлическому каркасу пористого материала, и далее за счёт высокой объёмной теплоотдачи в порах передаётся теплоносителю. Чем выше теплопроводность пористого металлического материала, тем большие объёмы пористого материала и теплоносителя будут участвовать в теплообмене. Поверхность теплообмена между МСМ и теплоносителем при этом методе передачи теплоты достигает максимально возможной величины.
Особенность расчёта ЖРД с МКДТ заключается в том, что расход охлаждающего компонента (теплоносителя) по длине регенеративного тракта охлаждения камеры переменен. При постоянном по длине камеры перепаде давления охлаждающего компонента между подводящими и отводящи-
Рис. 1. Схема движения теплоносителя в цилиндрическом тракте с межканальным движением теплоносителя сквозь металлический сетчатый материал (МСМ): 1 — подводящий коллектор; 2 — осесимметричная наружная оболочка; 3 — подводящие каналы; 4 — МСМ; 5 — отводящие каналы; 6 — внутренняя оболочка; ми каналами и неизмен 7 — сборный коллектор
ном числе каналов из-за
переменного расстояния между каналами в критическом сечении камеры расход охлаждающего компонента будет наибольший. С увеличением расстояния между каналами расход компонента уменьшается, что положительно сказывается на равномерности температуры стенки камеры по длине ЖРД. Изменяя пористость и тип сетки в МСМ по длине камеры, можно регулировать расход (скорость) компонента по длине камеры, а значит, и температуру огневой стенки камеры. Варьируя эти параметры, можно добиться выравнивания температуры огневой стенки по длине камеры и уменьшить среднюю температуру внутренней стенки. В области критического сечения камеры коэффициенты гидравлического сопротивления МСМ должны быть минимальны для достижения максимальной скорости и расхода теплоносителя. Высокие значения коэффициентов гидравлического сопротивления МСМ — в области малых удельных тепловых потоков.
На рис. 2 представлена схема регенеративной системы охлаждения камеры ЖРД с МКДТ.
Рис. 2. Разрез камеры ЖРД с межканальным движением теплоносителя сквозь МСМ: 1 — коллектор подвода охладителя; 2 — внутренняя огневая стенка камеры; 3 — наружная силовая стенка камеры; 4 — пористый сетчатый материал; 5 — подводящие и отводящие каналы
Схема с МКДТ сквозь МСМ может применяться и для рекуперативных теплообменных аппаратов для наддува топливных баков ЖРД (рис. 3).
Рис. 3. Рекуперативный теплообменный аппарат с межканальным движением теплоносителя: 1 — фланец; 2 — вставка из пористо-сетчатого материала; 3 — корпус; 4 — подводящий и отводящий коллекторы; 5 — внутренняя стенка; 6 — подводящие и отводящие каналы
теоретическое обоснование необходимости перехода от одномерного (продольно-канального) к двумерному (межканальному) межсеточному движению теплоносителя сквозь пористый сетчатый материал
Главная практическая задача, стоящая перед инженерами-теплотехниками при проектировании и изготовлении ЖРД и рекуперативных теплообменных аппаратов с пористым теплообменным трактом — это уменьшение потерь давления при движении теплоносителя в тепло-обменном тракте до приемлемого уровня и достижение при этом интенсивного теплообмена.
МСМ давно используются в качестве фильтров, капиллярно-заборных устройств и при изготовлении проницаемых огневых днищ смесительных головок кислородно-водородных ЖРД США (маршевый ББЫЕ, разгонный безгазогенераторный двигатель США ЯЬ-10 и его модификации) [6]. Но в качестве теплообменного элемента в проточной системе охлаждения ЖРД МСМ не применяется из-за сверхвысоких гидравлических потерь,
связанных с большими продольными габаритами камеры ЖРД, высокими коэффициентами гидравлического сопротивления и скоростями движения теплоносителя сквозь МСМ. Для уменьшения потерь давления приходится идти на уменьшение скорости движения теплоносителя в МСМ за счёт увеличения проходного сечения тракта, что приводит к уменьшению интенсификации теплообмена и повышению массы и габаритов тракта. Но есть и другой способ уменьшения потерь давления. Анализ модифицированного уравнения Дарси
-¿Р/й2 = ацт + Ррда2,
(1)
где Р — давление; 2 — координата (путь движения теплоносителя); т — скорость движения теплоносителя; р — плотность; ц — коэффициент динамической вязкости теплоносителя; а, р — вязкостный и инерционный коэффициенты сопротивления МСМ, показывает, что для снижения потерь давления в пористом теплообменном тракте надо уменьшить скорость движения теплоносителя (на порядок и более), сократить путь движения теплоносителя сквозь МСМ и уменьшить коэффициенты сопротивления МСМ.
Для увеличения скорости движения теплоносителя через МСМ и, соответственно, теплоотдачи, при заданных потерях давления надо также уменьшать путь движения теплоносителя сквозь МСМ и коэффициенты сопротивления МСМ.
При переходе от П-К движения теплоносителя в кольцевом тракте длиной Ь и шириной 5, заполненном МСМ, к межканальному движению теплоносителя путь движения теплоносителя сквозь МСМ I уменьшается в Ь/1 раз. Если Ь>>1, то затраты мощности на прокачку теплоносителя сквозь МСМ в тракте с МКДТ будут несоизмеримо малы по сравнению с затратами мощности при движении теплоносителя сквозь кольцевой щелевой канал, заполненный МСМ.
При условии равенства секундного массового расхода теплоносителя, габаритов тракта, плотности, вязкости теплоносителя, эквивалентного гидравлического диаметра кольцевой щели йэкв = 25, заполненной МСМ, уменьшение потерь давления Ар при переходе от продольно-канального к межканальному двумерному движению теплоносителя сквозь МСМ составит
Арп -КМСМ/АрМКДТ £МСМЬ /£МКДТ МСМ1 ,
где АрП-К МСМ — потери давления в кольцевой щели, заполненной МСМ, при П-К движении теплоносителя; АрМКДТ -потери давления в кольцевой щели, заполненной МСМ, при МКДТ; £МСМ — коэффициент гидравлического сопротивления МСМ при П-К движении теплоносителя; £МКДТ мСм — коэффициент гидравлического сопротивления МСМ при МКДТ.
Коэффициент гидравлического сопротивления ^МСМ определяется по формуле Дарси
^МСМ = 2Ар
П-К МСМ экв
й /Ьрт2
экв
Коэффициент гидравлического сопротивления £МКДТ МСМ также определяется по формуле Дарси, но площадь проходного сечения Рпр будет равна не площади кольцевого канала, заполненного МСМ, как при П-К движении теплоносителя, а Рпр = N¿5, что приведёт при одинаковом расходе к уменьшению скорости теплоносителя. Здесь N — число подводящих и отводящих каналов при МКДТ сквозь МСМ.
Если кольцевой щелевой канал не заполнен МСМ, то отношение потерь давления
арп-К /аР
МКДТ МСМ
= £глЬ3Д
МКДТ МСМ
I3,
где АрП-К — потери давления в кольцевом щелевом канале, не заполненном МСМ, при П-К движении теплоносителя; £гл — коэффициент гидравлического сопротивления кольцевой щели, не заполненной МСМ.
При турбулентном режиме течения теплоносителя сквозь МСМ и МКДТ, характерном для рекуперативных тепло-обменных аппаратов и системы охлаждения ЖРД, уравнение (1) упрощается и принимает вид
АР/1 = Ррт2.
Выигрыш в скорости движения теплоносителя в тракте с МКДТ по сравнению с продольно-канальным движением сквозь МСМ при одинаковых Ар, р, р равен
^МКДТ/^П- К = (¿/О0^
но если учесть, что МСМ — анизотропный материал, и инерционный коэффициент сопротивления МСМ р при межканальном межсеточном движении меньше в разы,
чем при П-К движении теплоносителя ортогонально плоскости сеток, то увеличение скорости будет ещё больше.
Увеличение теплоотдачи при одинаковых числах 1Ке и Рг составит
^мкдт/^П-К = (V/)0,4.
Важным преимуществом тракта с МКДТ
сквозь МСМ по сравнению с П-К движением сквозь МСМ является то, что площадь проходного сечения тракта возрастает не за счёт увеличения поперечных габаритов тракта (толщины МСМ 5 и среднего диаметра пористого материала й ), а за счёт большого числа подводящих и отводящих каналов N.
Из уравнения неразрывности следует, что при постоянном секундном массовом расходе теплоносителя т и плотности р в пористых трактах с МКДТ уменьшается скорость движения теплоносителя сквозь МСМ, так как площадь проходного сечения тракта с МКДТ Гпр МКДТ увеличивается по сравнению с площадью проходного кольцевого тракта Г
пр П-К
Г МКДТ = Ь5пй // = (Ь//)Г П К,
пр МКДТ ср V / ' пр П-К'
где йср — средний диаметр пористого металла, N = пй //.
ср
Для исследования влияния числа каналов N на потери давления в тракте с межканальным движением теплоносителя воспользуемся формулой (1). Для двух сравниваемых пористых теплооб-менных трактов с МКДТ (индексы 1 и 2) т, 5, Б, Ь, а, р и температуру теплоносителя Т будем считать постоянными, а N, / и Гпр — переменными. Число каналов и расстояние между ними для двух сравниваемых трактов с МКДТ связаны зависимостью N^1^ = N2/2.
Тогда для несжимаемой жидкости на ламинарном режиме течения по закону Дарси, выражая скорость фильтрации через секундный массовый расход, потери давления находим по выражению
Ар =
а^М рдМЬ
Отношение потерь давления в пористых трактах с МКДТ равно
Лр/Лр2 = N22/N12.
Для турбулентного режима течения несжимаемой жидкости запишем
Ар =
т 2р/ рЪ2Ы1 ь2
Отношение потерь давления составляет Лр/Лр2 = Я3/^.
Изменяя число каналов N, можно добиться необходимого значения потерь давления, не увеличивая толщину пористого материала 5.
Из вышеприведённых зависимостей видно, что для уменьшения затрат мощности на прокачку теплоносителя сквозь МСМ необходимо использовать тракты с большим числом каналов N.
Потери давления при межканальном движении теплоносителя сквозь МСМ могут быть меньше, чем у оребренно-го тракта или тракта с компланарными каналами [7], несмотря на то, что коэффициент гидравлического сопротивления ^МСМ пористого материала на несколько порядков больше ^гл оребренного гладкого канала. Это достигается благодаря меньшей скорости и меньшему пути движения теплоносителя сквозь МСМ / по сравнению со скоростью в оребренном тракте охлаждения ЖРД длиной Ь.
При межканальном движении теплоносителя происходит межсеточное (||) движение теплоносителя и, как следствие, уменьшение гидравлических потерь. Правильный выбор пористого материала для теплообменных трактов повышает их теплогидравлическую эффективность.
Для эффективной работы теплооб-менного тракта с МКДТ пористый сетчатый материал должен обладать следующими свойствами:
• минимальным гидравлическим сопротивлением в направлении движения теплоносителя;
• высокой теплопроводностью в направлении теплового потока;
• высокой удельной прочностью, необходимой при изготовлении тонкостенных (2-5 мм) протяжённых осе-симметричных оболочек;
• равномерной стабильной проницаемостью.
Всем этим требованиям отвечают пористые сетчатые материалы, изготовленные методом диффузионной-вакуумной сварки металлических тканых сеток. МСМ из тканых фильтровых сеток, в отличие от других пористых проницаемых
материалов, обладает прогнозируемой структурой, стабильной проницаемостью [8], высокой теплопроводностью в направлении слоёв сеток [3], высокой прочностью [2, 5, 9].
Метод диффузионной сварки металлических сеток в вакууме позволяет получать элементы крупных осесимме-тричных заготовок, которые необходимы для регенеративного тракта охлаждения ЖРД и рекуперативного теплообмен-ного аппарата.
результаты
экспериментальных исследований гидравлического сопротивления мСм
Анализируя результаты гидравлического сопротивления МСМ при одномерной и двумерной фильтрациях теплоносителя, можно отметить, что МСМ, изготовленные из тканых фильтровых сеток, являются анизотропными материалами [8]. Например, для МСМ из тканой полотняной фильтровой сетки П60 [2] с пористостью П = 0,48 отношение вязкостных и инерционных коэффициентов МСМ а±/ац и Р±/Р| при фильтрации теплоносителя ортогонально к плоскости сварки сеток (±) и при межсеточной фильтрации (||) составило а±/ац = 2,7 и Р±/Рц = 2,4.
Для каждого типа сетки (полотняного, саржевого переплетения и др.) получены свои экспериментальные зависимости вязкостных и инерционных коэффициентов сопротивления МСМ от пористости. Так, для МСМ из полотняной сетки П60 получены следующие зависимости для вязкостного и инерционного коэффициентов сопротивления с восстановленной проницаемостью после механической обработки при межсеточной фильтрации теплоносителя:
а = (-5,148П4 + 7,917П3 -
- 4,409П2 + 1,034П - 0,0824) • 1013;
Р = (3,345П4 - 5,232П3 +
+ 3,022П2 - 0,7718П + 0,07531) • 108.
Пористость МСМ П = 0,291-0,476.
По сравнению с пористыми порошковыми металлами (ППМ), коэффициенты сопротивления МСМ а и р из тканой фильтровой полотняной сетки П24-П60
и межсеточной фильтрации теплоносителя при одинаковой с ППМ пористости меньше в 10 и более раз [8]. Это можно объяснить низкой шероховатостью (110-6 м) холоднокатанной проволоки, меньшей извилистостью поровых каналов и регулярностью структуры.
Такое значительное уменьшение коэффициентов сопротивления резко увеличивает эффективность теплообмена и ставит пористый теплообменный тракт с МКДТ и межсеточной фильтрацией теплоносителя на первые позиции.
Так же как и для других пористых материалов, гидравлическое сопротивление МСМ при межсеточной фильтрации теплоносителя уменьшается с увеличением пористости образцов. Так, увеличение пористости с 0,29 до 0,48 для МСМ из сетки П60 приводит к уменьшению коэффициентов сопротивления а и р на порядок. Очевидно, что для уменьшения потерь давления в тепло-обменном пористом тракте или для увеличения скорости движения теплоносителя при заданном АР необходимо применять МСМ с максимально большой пористостью, которая ограничена пористостью исходной сетки и прочностными требованиями, предъявляемыми к МСМ. Чтобы получить МСМ с большой пористостью и малым гидравлическим сопротивлением, необходимо использовать крупнопористые фильтровые сетки полотняные типа П60-П24 [2] с пористостью 0,65-0,71, что позволяет изготовить МСМ пористостью 0,4-0,5. Изготовление МСМ с такой пористостью из сетки с низкой пористостью типа С120 [2] не представляется возможным.
Гидравлическое сопротивление МСМ зависит не только от пористости, но и от типа сетки. Для исследования влияния типа сетки на гидравлическое сопротивление МСМ при одинаковой пористости изготовлены и испытаны образцы из нержавеющей полотняной сетки П60 и саржевой сетки С120 [2]. При одинаковой пористости (П = 0,3) гидравлическое сопротивление МСМ при межсеточной фильтрации теплоносителя из более крупнопористой полотняной сетки П60 меньше, чем из сетки С120:
аС120 вС120
—- = 3,9; —- = 2,3. МСМ из саржевой
аП60 РП60
сетки С120 имеет более сложную внутреннюю структуру с высокоразвитой
поверхностью. При использовании МСМ из ещё более мелкопористой саржевой сетки С600/2 200 наблюдается дальнейшее увеличение гидравлического сопротивления
аг
а
= 7;
Рс
П60
в
= 92.
П60
Пористость образцов составляла 0,20-0,22.
Применение крупнопористой фильтровой сетки полотняного переплетения П60, по сравнению с саржевыми сетками, для изготовления МСМ выгодно по двум причинам:
1) меньшее гидравлическое сопротивление при одинаковой пористости;
2) возможность получения МСМ с высокой пористостью.
Пористые сетчатые материалы после механической обработки имеют повышенное гидравлическое сопротивление за счёт затирания пор инструментом. В таблице представлены экспериментальные данные для образцов без вскрытия пористости. Значительное увеличение коэффициентов сопротивления после механической обработки наблюдается у образцов с малой пористостью (П = 0,214). С увеличением пористости МСМ отличие в гидравлическом сопротивлении уменьшается. Для МСМ из сетки П24 при межсеточной фильтрации после механической обработки (без вскрытия пористости) получены зависимости коэффициентов сопротивления от пористости
а = 6,651 107 П-5479; р = 173,68 П-5 993, где пористость МСМ П = 0,214-0,386.
Коэффициенты сопротивления мСм без вскрытия пористости
Пористость МСМ Тип сетки Направление фильтрации а, м-2-10-9 р, м-1-10-4
0,214 П24 II 241 208
0,247 П24 II 199,5 63
0,386 П24 II 11,36 5,48
Необходимо проводить восстановление проницаемости обработанной пористой поверхности. Если это невозможно сделать по какой-либо причине, то использовать рекомендуется только МСМ с пористостью, близкой к пористости исходной сетки.
Коэффициенты сопротивления МСМ из сетки П60 с восстановленной проницаемостью при межсеточной фильтрации теплоносителя можно обобщить полиномом четвертой степени:
а = (-5,148П4 + 7,917П3 -- 4,409П2 + 1,034П - 0,0824)-1013;
Р = (3,345П4 - 5,232П3 + 3,022П2 - 0,7718П + + 0,07531) 108, где П = 0,291-0,476.
Для МСМ из сетки П24 при межсеточной фильтрации теплоносителя получены следующие зависимости:
а = 1,439-108П-4,403;
Р = (-8,9857П4 + 12,06П3 + 1,159П - 0,07546)-108,
5,812П2 +
где пористость П = 0,214-0,412.
Результаты исследования гидравлического сопротивления для МСМ из сетки П24 при ортогональной фильтрации теплоносителя можно обобщить зависимостями
а =5,888 • 108 П-3 779;
Р = 516,75 П-5 507,
где пористость П = 0,214-0,412.
Таким образом установлено, что пористые сетчатые материалы, изготовленные методом диффузионной сварки в вакууме тканых полотняных фильтровых сеток типа П24, П60 при межсеточной фильтрации теплоносителя имеют минимальные коэффициенты сопротивления по сравнению с другими МСМ, изготовленными из других типов сеток. Восстановление проницаемости пористого сетчатого металла после механической обработки поверхности МСМ уменьшает вязкостный и инерционный коэффициенты сопротивления МСМ. Установлена анизотропия свойств МСМ, что необходимо учитывать при проектировании средств тепловой защиты.
экспериментальные результаты теплообмена при двумерном межсеточном движении теплоносителя в мСм
Известно, что для МСМ характерны очень высокие значения объёмной поверхности теплообмена = (4-20)-103 (м2/м3) [3] и чрезвычайно высокая интенсивность теплообмена между высокотеплопроводной
проницаемой пористой матрицей и протекающим сквозь неё теплоносителем вследствие очень развитой поверхности их соприкосновения и передачей тепла по пористой высокотеплопроводной матрице.
При исследовании теплообмена при двумерном межсеточном движении теплоносителя в МСМ критерий Рейнольдса определяется как
Re =
М
¥ ц
прг
или как
1Ке = ршй /ц.
(2)
Эффективный коэффициент поверхностной теплоотдачи в тракте с МКДТ & представлен через критерий Стентона
= к/рсш, (3)
где & — коэффициент поверхностной теплоотдачи, Вт/(м2 • К).
Критерий Стентона экспериментально определялся по формуле
М¥
$1= пр
М ¥
н т
Здесь АГ — суммарный подогрев теплоносителя в тракте с МКДТ; АГн — температурный напор между средней температурой теплоотдающей поверхности и средней температурой теплоносителя; ¥т = пйЬ — теплоотдающая поверхность тракта, где й — диаметр теплоотдающей поверхности.
При межканальном движении теплоносителя сквозь МСМ отмечено некоторое снижение теплоотдачи по сравнению с одномерным продольным движением теплоносителя сквозь МСМ [1]. Это объясняется значительно большим гидравлическим сопротивлением в МСМ при одномерном продольном и ортогональном (±) движении теплоносителя к плоскости сетки, чем при межсеточном (||) движении теплоносителя в тракте с МКДТ. Например, у МСМ из полотняной фильтровой хромонике-левой (12Х18Н10Т) сетки П24 при пористости П = 0,256 отношение а±/а^ = 1,6 и Р^/Рц = 2,14. Кроме того, уменьшение скорости фильтрации теплоносителя в МСМ у теплоотдающей поверхности и наличие зон в МСМ с малыми
скоростями фильтрации, расположенных напротив подводящих и отводящих каналов у теплоотдающей поверхности, также снижают теплообмен в пористом тракте с МКДТ по сравнению с кольцевым трактом, заполненным МСМ. Но при этом интенсификация теплообмена по-прежнему остается выше, чем у любого другого теплообменного тракта.
Установлено, что с уменьшением относительного пути движения теплоносителя через МСМ //5 теплоотдача усиливается. Это характерно и для каналов, не заполненных МСМ (начальный участок теплообмена). Уменьшение относительного пути движения //5 с 11,3 до 2,8 увеличило теплоотдачу примерно в 2,2 раза при прочих равных условиях.
Дальнейшее уменьшение //5 до 1,4 увеличило теплоотдачу примерно в 3,8 раза при прочих равных условиях.
Увеличение теплоотдачи с уменьшением отношения //5 учитывается введением поправочного коэффициента в/, который вычисляется по формуле
е/ = 0,5945 + 4,279(5//) + 3,86(5//)2 - 4,995(5//)3,
справедливой в диапазонах 5 = (2,0—5,6)^10-3 м и / = (7,97—33,77>10-3 м.
Исследовано влияние теплопроводности МСМ на теплоотдачу в тракте, заполненном МСМ. С увеличением коэффициента теплопроводности материала проволоки сетки МСМ теплоотдача повышается. Так, в результате замены полотняной хромоникелевой стальной сетки П60 на никелевую саржевую сетку С600/2200 теплоотдача в тракте с МКДТ увеличилась на 20% при прочих равных условиях. Использование медной сетки с квадратной ячейкой со стороной 0,7 мм еще больше повышает теплоотдачу. Теплоотдача в тракте с МКДТ и медным высокопористым ячеистым материалом (ВПЯМ) [2] меньше, чем у медного МСМ из-за меньшего коэффициента теплопроводности каркаса ВПЯМ ввиду его большей пористости. В трактах с МКДТ, заполненных ВПЯМ, также подтверждено снижение теплоотдачи с увеличением //5. Теплоотдача будет усиливаться, если замена материала на более высокотеплопроводный не сопровождается изменением структуры пористого материала.
Влияние коэффициента теплопроводности теплоносителя на теплоотдачу
циента в.
X
учитывается с помощью числа Прандтля Рг, а теплопроводность материала проволоки сетки X — с помощью коэффи-
г х Л0.4
где Хст — коэффициент
теплопроводности (базовой) стальной хромоникелевой проволоки 12Х18Н10Т; X — коэффициент теплопроводности любого другого материала проволоки (хромоникелевой стали, хромистой бронзы, меди, никеля и др.).
В исследованном диапазоне чисел Ке не обнаружено заметного влияния пористости и типа сетки на теплоотдачу в тракте с МКДТ (рис. 4). Это можно объяснить тем, что с увеличением пористости МСМ уменьшается гидродинамическая неравномерность течения теплоносителя по высоте МСМ, и у горячей охлаждаемой поверхности реализуется больший расход теплоносителя, который увеличивает теплоотдачу в тракте с МКДТ. Кроме того, с ростом пористости МСМ увеличивается теплоотдающая поверхность МСМ за счёт уменьшения пятен контакта между соседними сетками и, следовательно, повышается внутрипоровая теплоотдача. Но, с другой стороны, при увеличении пористости уменьшается теплопроводность МСМ в направлении теплового потока, что приводит к снижению теплоотдачи в тракте МКДТ.
В результате суперпозиции этих взаимоисключающих факторов теплоотдача в тракте с МКДТ при двумерном движении теплоносителя с увеличением пористости не уменьшается, как в кольцевом канале, заполненном МСМ, что положительно влияет на эффективность теплообмена в тракте с МКДТ.
4 3
При обработке экспериментальных данных с целью получения критериальной зависимости по теплоотдаче не использовались в качестве аргументов параметры внутренней структуры пористого материала (средний диаметр порового канала, диаметр проволоки и др.). Такой подход позволяет повысить точность расчёта.
На основании экспериментальных данных получено обобщающее критериальное уравнение поверхностной теплоотдачи в тракте с МКДТ и двумерным межсеточным движением теплоносителя. Обобщающее критериальное уравнение поверхностной теплоотдачи в тракте с МКДТ и двумерным межсеточным движением теплоносителя в диапазонах Ке = 20 -20 000; Рг = 0,7 -7,0; пористости П = 0,20 -0,61; //5 = 0,93 -11,30 имеет вид
где
= 0,57Ке02Рг-Рг = ЦС А
в/вх,
(4)
Ь)
ы
с/3
10
♦ • л
1 1 1 1 1 8 1 9ТН 1 . ! 1
10
6 8
102
6 8
103
а Ке и вычисляются по формулам (2) и (3), соответственно.
Относительная погрешность определения критерия равна 13,3%.
Уравнение (4) можно распространить и на большие значения чисел Ке, так как турбулентный режим движения теплоносителя в МСМ полностью установился.
С увеличением скорости теплоносителя в МСМ наблюдается рост интенсификации теплообмена. По сравнению с кольцевым каналом без пористого наполнителя теплообмен в трактах с межканальным движением теплоносителя (воздух) может увеличиваться более чем в 60 раз для пористого сетчатого материала из хромоникелевых стальных сеток (Ие = 104; //5 = 2,8). Для медного пористого сетчатого материала рост теплоотдачи ещё больше (в ~200 раз). Чем выше теплопроводность МСМ в направлении теплового потока и чем меньше коэффициент теплопроводности теплоносителя, тем эффективнее теплообмен в пористом тракте,
4 6 8
10(
Не
Рис. 4. Теплоотдача в трактах с МКДТ: ♦ — медная сетка кв. яч. 0,7, П = 0,61; так как передача теплоты
О — никелевая саржевая сетка С600/2200, П = 0,2; Д — хромоникелевая полотняная от теплоотдающей поверх-
сетка П60, П = 0,285; ▲ — хромоникелевая полотняная сетка П24, П = 0,345; ..„„_.. _ топтгттлч-гптп
Огт™ тг ^^ ности в теплоноситель — хромоникелевая полотняная сетка П60, П = 0,22; ^ — хромоникелевая полотняная
сетка П60, П = 0,37; С — хромоникелевая саржевая сетка С120, П = 0,22; • — хромо- идёт по высокотеплопровод-
никелевая полотняная сетка П60, П = 0,48 ному пористому каркасу.
Кроме того, в МСМ можно практически реализовать движение теплоносителя в пористых каналах с эквивалентным диаметром ~10-4 м, что для других теплообменных трактов невозможно. Уменьшение эквивалентного диаметра канала приводит к увеличению коэффициента теплоотдачи & (так как & пропорционален 1/^э0к2) и уменьшению числа Рейнольдса (соответственно, потерь давления). Так, уменьшение эквивалентного диаметра канала с (1,0—1,6)10-3 м, характерного для оребренных фрезерованных каналов, до 10-4 м в пористых сетчатых металлах увеличивает теплоотдачу в 1,7 раза при прочих равных условиях.
Из критериального уравнения (4) видно, что теплоотдача в пористом тракте с МКДТ в десятки раз больше, чем в гладком канале (трубе). Интенсификация теплообмена зависит от скорости теплоносителя, коэффициента теплопроводности МСМ, а также от коэффициента ер который учитывает увеличение теплоотдачи на начальном участке теплообмена в МСМ. Как известно, интенсификация теплообмена происходит на начальном участке и в гладком канале. Высокая интенсификация теплоотдачи в пористых трактах с МКДТ хорошо согласуется с данными работ [1, 3].
Эффективность теплообмена
На рис. 5 показаны зависимости тепло-гидравлической эффективности от числа 1Ке для различных поверхностей теплообмена (теплоноситель — воздух).
Эффективность теплообмена в тракте с МКДТ сквозь МСМ при межсеточном движении теплоносителя выше, чем у других теплообменных трактов. Установлено, что эффективность тракта с МКДТ особенно велика при малых числах Рейнольдса в диапазоне 103...104 и увеличивается с уменьшением 1Ке, относительного пути движения теплоносителя сквозь МСМ, а также с увеличением теплопроводности и пористости МСМ.
На рис. 6 показана фотография экспериментальной опытной камеры ЖРД с тягой 4 000 Н. Камера была изготовлена совместно с Центром им. М.В. Келдыша и прошла испытания в АО «НИИМаш».
На рис. 7 представлена зависимость потерь давления от массовой скорости теплоносителя.
Рис. 5. Зависимость теплогидравлической эффективности от числа Re для различных поверхностей теплообмена (теплоноситель — воздух): 1 — круглая труба; 2 — пористый теплообменный тракт с МКДТ: 12Х18Н10Т ПСМ П60, П = 0,48, 1/5 = 11,3; 3 — цилиндрический тракт с компланарными каналами, угол перекрещивания компланарных каналов 2р = 90° [7]); 4 — пористый теплообменный тракт с МКДТ: 12Х18Н10Т ПСМ П60, П = 0,48, 1/5 = 2,8; 5 — пористый теплообменный тракт с МКДТ: 12Х18Н10Т ПСМ П60, П = 0,368, 1/5 = 1,42; 6 — пористый теплообменный тракт с МКДТ: медный ПСМ, П = 0,61,1/5 = 0,93
Рис. 6. Опытная камера ЖРД с межканальным движением теплоносителя сквозь МСМ
Рис. 7. Потери давления в тракте охлаждения камеры ЖРД с МКДТ
Потери давления в тракте охлаждения опытной камеры ЖРД с МКДТ (профиль опытной камеры полностью соответствует профилю штатной камеры с фрезерованными каналами) при холодных гидравлических испытаниях (вода) показаны на рис. 7. Расход воды соответствовал расходу реального охладителя. Как видно из рис. 7, потери давления в тракте охлаждения опытной камеры ЖРД с МКДТ невелики и меньше, чем в камере с фрезерованными каналами, хотя пористость МСМ не самая большая (П = 0,32).
выводы
Разработан новый метод охлаждения ЖРД с использованием принципа межканального движения теплоносителя сквозь пористый металлический сетчатый материал, позволяющий повысить надёжность работы двигателя.
На основе экспериментальных данных получено обобщающее критериальное уравнение поверхностной теплоотдачи для трактов с межканальным двумерным межсеточным движением теплоносителя сквозь МСМ. По сравнению с каналом без МСМ теплообмен в трактах с МКДТ (воздух) достигает 60-кратного увеличения (Ке = 104) для МСМ из хромоникелевых стальных сеток. Для медного МСМ теплоотдача ещё выше. Высокие коэффициенты теплоотдачи в тракте с МКДТ достигаются при значительно меньших числах Рей-нольдса, чем у трактов с продольно-канальным движением теплоносителя, что приводит к уменьшению гидравлических потерь.
Экспериментально подтверждена возможность создания высокоэффективного малоперепадного пористого тепло-обменного тракта, полученного с использованием металлического сетчатого материала.
В качестве исходного материала для изготовления МСМ рекомендуется использовать металлические тканые полотняные и саржевые фильтровые сетки (П24-П60, С120).
Список литературы
1. Поляев В.М., Морозова Л.Л., Хары-бин Э.В., Авраамов Н.И. Интенсификация теплообмена в кольцевом канале // Известия вузов. Машиностроение. 1976. № 2. С. 86-89.
2. Пористые проницаемые материалы. Справочник / Под ред. Белова С.В. М.: Металлургия, 1987. 335 с.
3. Поляев В.М., Майоров В.А., Васильев Л.Л. Гидродинамика и теплообмен в пористых элементах конструкций летательных аппаратов. М.: Машиностроение, 1988. 168 с.
4. А.с. 275545 СССР. Авторское свидетельство на изобретение «Пористый теплообменный тракт»; Капралов Б.П., Пелевин Ф.В., Поляев В.М., Сигачев А.П.; заявитель — МВТУ им. Н.Э. Баумана; заявка от 17.12.1986 г.
5. Капралов Б.П., Сигачев А.П. Новые возможности диффузионно-вакуумной технологии // Производственно-технологический опыт. 1981. № 11. С. 20-35.
6. Тимнат И. Ракетные двигатели на химическом топливе. М.: Мир, 1990. 294 с.
7. Пелевин Ф.В., Ярославцев Н.Л., Ви-кулин А.В., Орлин С.А., Пономарев А.В. Исследование эффективности теплообмена в компланарных каналах // Теплоэнергетика. 2015. № 3. С. 35-41.
8. Пелевин Ф.В. Гидравлическое сопротивление пористых металлов // Известия вузов. Машиностроение. 2016. № 2(671). С. 42-52.
9. Синельников Ю.И., Третьяков А.Ф., Матурин Н.И., Колесников А.Г., Панов А.Д., Макарочкин В.И. Пористые сетчатые материалы. М.: Металлургия, 1983. 64 с. Статья поступила в редакцию 30.09.2020 г. Окончательный вариант —30.09.2020 г.
Reference
1. Polyaev V.M., Morozova L.L., Kharybin E.V., Avraamov N.I. Intensifikatsiya teploobmena v kol'tsevom kanale [Intensification of heat exchange in an annular channel]. Izvestiya vuzov. Mashinostroenie, 1976, no. 2, pp. 86-89.
2. Poristye pronitsaemye materialy. Spravochnik [Porous permeable materials. Handbook]. Ed. by Belov S.V. Moscow, Metallurgiya publ., 1987. 335 p.
3. Polyaev V.M., Maiorov V.A., Vasil'ev L.L. Gidrodinamika i teploobmen v poristykh elementakh konstruktsii letatel'nykh apparatov [Hydrodynamics and heat exchange in porous structural elements of flying vehicles]. Moscow, Mashinostroeniepubl., 1988. 168p.
4. A.s. 275545 SSSR. Avtorskoe svidetel'stvo na izobretenie «Poristyi teploobmennyi trakt» [Certificate of authorship for invention Porous heat exchanging duct]; Kapralov B.P., Pelevin F.V., Polyaev V.M., Sigachev A.P.; the applicant — MVTU im. N.E. Baumana; application of 17.12.1986.
5. Kapralov B.P., Sigachev A.P. Novye vozmozhnosti diffuzionno-vakuumnoi tekhnologii [New capabilities of vacuum diffusion technology]. Proizvodstvenno-tekhnologicheskii opyt, 1981, no. 11, pp. 20-35.
6. Timnat I. Raketnye dvigateli na khimicheskom toplive [Advanced chemical rocket propulsion]. Moscow, Mir publ., 1990. 294 p.
7. Pelevin F.V., Yaroslavtsev N.L., Vikulin A.V., Orlin S.A., Ponomarev A.V. Issledovanie effektivnosti teploobmena v komplanarnykh kanalakh [A study of heat exchange efficiency in coplanar channels]. Teploenergetika, 2015, no. 3, pp. 35-41.
8. Pelevin F.V. Gidravlicheskoe soprotivlenie poristykh metallov [Hydraulic resistance of porous metals]. Izvestiya vuzov. Mashinostroenie, 2016, no. 2(671), pp. 42-52.
9. Sinel'nikov Yu.I, Tret'yakov A.F., Maturin N.I., Kolesnikov A.G., Panov A.D., Makarochkin V.I. Poristye setchatye materialy [Porous mesh materials]. Moscow, Metallurgiyapubl., 1983. 64p.
