CC BY
21УДК 533.6.011.6
DOI: 10.18698/2308-6033-2020-2-1953
Теплообмен в высокочастотном индукционном плазмотроне ВГУ-4 при использовании щелевых сопел
© А.Н. Гордеев, А.В. Чаплыгин Институт проблем механики им. А.Ю. Ишлинского РАН, Москва, 119526, Россия
Экспериментально исследован теплообмен обтекаемых под углом атаки пластин в дозвуковых струях диссоциированных газов, истекающих из щелевых сопел высокочастотного индукционного плазмотрона ВГУ-4. В экспериментах использовались сопла с размерами выходных сечений 40 х 8, 80 х 15 и 120 х 9 мм. Получены распределения тепловых потоков вдоль оси симметрии медных пластин в зависимости от мощности анодного питания ВЧ-генератора плазмотрона. Определены тепловые потоки к низкокаталитической поверхности теплозащитной плитки орбитального корабля «Буран» в зависимости от давления в барокамере установки при использовании щелевого сопла с размерами выходного сечения 120 х 9 мм.
Ключевые слова: ВЧ-плазмотрон, щелевое сопло, диссоциированный воздух, теплообмен, пластина под углом атаки, скоростной напор
Введение. При исследовании в плазмотронах образцов высокотемпературных материалов и моделей в форме плоских пластин или плиток в условиях воздействия на них диссоциированного газового потока для формирования последнего могут использоваться щелевые [1, 2] и полуэллиптические [3, 4] водоохлаждаемые сопла. Применение сопел такой формы обеспечивает более однородное распределение теплового потока на поверхности образца по сравнению с традиционно используемыми коническими соплами.
Приведены результаты экспериментального исследования режимов теплообмена в высокочастотном индукционном плазмотроне ВГУ-4 в Институте проблем механики им. А.Ю. Ишлинского РАН (далее — ИПМех РАН) при использовании щелевых сопел с различными размерами выходного сечения. Работа является продолжением исследования [5].
Цель настоящей статьи — накопление и систематизация экспериментальных данных об особенностях теплообмена пластины под углом атаки в струях диссоциированных газов, истекающих из щелевых сопел с различными размерами выходных сечений. Полученные данные можно применять при выборе режимов испытаний образцов высокотемпературных материалов, а также для верификации результатов численного моделирования течений, реализуемых в высокочастотном индукционном плазмотроне ВГУ-4.
Экспериментальная установка. Эксперименты проводились в 100-киловаттном высокочастотном индукционном плазмотроне ВГУ-4, подробное описание которого приведено в [6]. Принципиаль-
ная схема испытательной камеры установки ВГУ-4 показана на рис. 1, ее основные характеристики представлены ниже:
Мощность анодного питания, кВт ..........................12-72 (85*)
Частота, МГц................................................................................1,76
Диаметр разрядного канала, мм................................80
Расход воздуха, г/с....................................................................2-6
Режим течения потока плазмы......................................Дозвуковой
и сверхзвуковой
Давление в испытательной камере, гПа..............6-1000
кратковременно
Рис. 1. Принципиальная схема испытательной камеры установки ВГУ-4:
1 — барокамера; 2 — водоохлаждаемые экраны; 3 — устройства ввода-вывода образцов, моделей и датчиков; 4 — индукторная камера; 5 — индуктор; 6 — кварцевый разрядный канал; 7 — формирователь потока газа; 8 — сопло
Индукционный плазмотрон ВГУ-4 может использоваться при моделировании термохимического взаимодействия потоков диссоциированных газов с поверхностью материалов, включая процессы абляции, окисления и катализа. Плазмотрон позволяет проводить испытания моделей и образцов материалов как осесимметричной формы, так и в форме пластин.
Щелевые сопла. В ИПМех РАН при исследованиях образцов материалов в форме пластин используются водоохлаждаемые щелевые сопла с различными размерами выходного сечения: 40 х 8 мм, 80 х 15 мм, 120 х 9 мм и 200 х 30 мм (рис. 2). Сопло с выходным сечением 200 х 30 мм, разработанное для применения в мегаваттном плазмотроне ВГУ-3, в настоящей статье не рассматривается.
г
Рис. 2. Щелевые сопла с различными размерами выходного сечения:
а — 80 х 15 мм; б — 120 х 9 мм; в — 40 х 8 мм; г — 200 х 30 мм
В процессе эксперимента образец материала располагался под углом атаки за выходным сечением сопла (рис. 3).
Выбор угловой насадки позволяет варьировать угол атаки в интервале от 0 до 45°, при необходимости возможна установка модели под отрицательным углом атаки.
Тепловые потоки к высококаталитической медной поверхности. Методы измерения тепловых потоков к поверхности пластины при обтекании высокоэнтальпийным газом могут различаться в зависимости от особенностей конкретной экспериментальной установки и решаемых задач.
5
Рис. 3. Схема установки образца материала в эксперименте с использованием щелевого сопла:
1 — водоохлаждаемая державка; 2 — струя плазмы; 3 — испытываемый образец; 4 — водоохлаждаемое щелевое сопло; 5 — разрядный канал; 6 — монтажная скобка; 7 — монтажная пластина; 8 — угловая насадка; 9 — стяжная шпилька
В Институте гидродинамики им. фон Кармана (von Karman Institute for Fluid Dynamics, VKI) используются медные датчики теплового потока [7], работающие по принципу стационарного водоохлаж-даемого калориметра [8]. В Германском аэрокосмическом центре применялся датчик теплового потока разработки фирмы Kawasaki Heavy Industries (KHI), позволяющий проводить измерения при температуре поверхности до 1350 °C [9]. В Исследовательском центре Эймса для определения тепловых потоков применяется калибровочная пластина с калориметрами Гардона [10].
В ИПМех РАН для измерения теплового потока к высококаталитической поверхности пластины, обтекаемой под углом атаки, использовались медные неохлаждаемые модели с интегрированными в них нестационарными калориметрическими датчиками тепловых потоков [11, 12]. Каждый датчик представлял собой цилиндр из бескислородной меди (медь в дозвуковых потоках воздуха и азота имеет наиболее высокую каталитическую активность [13]) с термопарой типа K на тыльной стороне. Калориметры устанавливались в пласти-
ну, как это показано на рис. 4. В зазор между калориметром и моделью вставлялись три кевларовые нити, чтобы обеспечить фиксацию датчика в гнезде модели и отсутствие прямого теплового контакта между его боковой поверхностью и моделью.
7
Рис. 4. Схема установки модели-пластины для измерения тепловых потоков в эксперименте с использованием щелевого сопла:
1 — водоохлаждаемая державка; 2 — угловая насадка; 3 — монтажная пластина; 4 — струя плазмы; 5 — медные цилиндрические вставки (06); 6 — водоохла-ждаемое щелевое сопло; 7 — разрядный канал; 8 — медная пластина (100 х100 х 10 мм); 9 — крепежный винт;
10 — термопары; 11 — стяжная шпилька
Важным условием корректного измерения теплового потока является минимизация теплопередачи от датчика к модели, в которой он установлен. В работе [11] принято, что допускаемые тепловые потери не должны превышать 5 %. Была проведена оценка тепловых потерь для использовавшихся датчиков, основанная на сравнении темпа повышения температуры нагреваемого калориметра с темпом
снижения температуры калориметра в начальный момент его остывания [14]. Определенные таким образом тепловые потери не превышали 2,5 %. Помимо тепловых потерь на получаемые с помощью нестационарного калориметрического датчика значения тепловых потоков могут влиять погрешности измерения массы датчика, площади тепло-воспринимающей поверхности и изменения температуры тыльной поверхности; неопределенность значения теплоемкости материала датчика; состояние тепловоспринимающей поверхности (наличие загрязнений и оксидной пленки). В [12, 15-18] показано, что погрешность измерений, проводимых с помощью нестационарных калориметрических датчиков с термопарной регистрацией, находится в пределах 5...10 %.
В экспериментах со щелевыми соплами, имеющими выходные сечения размерами 120 х 9 мм и 80 х 15 мм, применялась медная модель — пластина размерами 100 х 100 х 10 мм. Датчики располагались вдоль вертикальной оси симметрии пластины на расстоянии 20, 40, 60 и 80 мм от нижнего края ее лицевой поверхности. Масса каждого датчика составляла 2,51± 0,01 г, диаметр — 6 мм, высота — 10 мм.
Для сопла с выходным сечением размерами 40 х 8 мм при измерениях использовалась другая медная модель — пластина размерами 50 х 50 х 10 мм. Датчики располагались вдоль вертикальной оси симметрии пластины на расстоянии 10, 20, 30 и 40 мм от нижнего края лицевой поверхности. Масса каждого датчика составляла 1,69 ±0,01 г, диаметр — 5 мм, высота —10 мм.
Эксперименты проводились при массовом расходе воздуха 2,4 г/с и давлениях в барокамере установки 50 и 100 гПа. Для сопла с размерами выходного сечения 40 х 8 мм дополнительно измерялся тепловой поток в среде азота (100 % N2) и смеси азота с углекислым газом (30 % С02 + 70 % N2) при массовом расходе 2,4 г/с. Пластины во всех случаях устанавливались под углом атаки 15°.
Результаты измерений тепловых потоков при различных значениях мощности ВЧ-генератора плазмотрона по анодному питанию приведены на рис. 5-7. На всех представленных графиках: г — координата, отсчитываемая по поверхности пластины от среза сопла, мм; q — плотность теплового потока, Вт/см2.
Максимальные тепловые потоки при заданном угле атаки для сопел с размерами выходных сечений 80 х 15 и 120 х 9 мм близки и составляют ~150 Вт/см2. Однако при использовании сопла с выходным сечением 120 х 9 мм градиент теплового потока вдоль вертикальной оси симметрии пластины выше. При мощности анодного питания ВЧ-генератора плазмотрона 70 кВт и давлении в барокамере 50 гПа тепловой поток на расстоянии 40 мм от передней кромки пластины составил:
105 Вт/см — для сопла с выходным сечением 120 х 9 мм;
125 Вт/см2 — для сопла с выходным сечением 80 х 15 мм.
д, Вт/см
135 120 105 90 75 60 45 30 15
0
6* 5i test 18-16 3
4<
3
2 -II
1 >
10 20 30 40 50 60 70 г, мм
д, Вт/см
135 120 105 90 75 60 45 30 15
О
6 fc. test 18-16 4
5
4
It
3
2
1
10 20 30 40 50 60 70 г, мм
б
Рис. 5. Изменение теплового потока вдоль оси симметрии медной пластины при давлении 50 гПа (а) и 100 гПа (б) и угле атаки 15° для сопла с выходным сечением размерами 80 х 15 мм при следующих значениях N кВт: 20 (1), 30 (2), 40 (3),
50 (4), 60 (5), 70 (6)
а
а
б
Рис. 6. Изменение теплового потока вдоль оси симметрии медной пластины при давлении 50 гПа (а) и 100 гПа (б) и угле атаки 15° для сопла с выходным сечением размерами 120 х 9 мм при следующих значениях И, кВт: 20 (1), 30 (2), 40 (3),
50 (4), 60 (5), 70 (6)
О 5 10 15 20 25 30 35 г, мм
Рис. 7. Изменение теплового потока вдоль оси симметрии медной пластины при давлении 100 гПа и угле атаки 15° для сопла с размерами выходного сечения 40 х 8 мм при следующих значениях Ы, кВт: 20 (1), 30 (2), 40 (3), 50 (4), 60 (5), 70 (6); 70 (6а) (30 % С02 + 70 % 70 (66) (100 % N0
Преимуществом сопла с выходным сечением размерами 120 х 9 мм по сравнению с соплом с выходным сечением размерами 80 х 15 мм является ширина нагреваемой области поверхности образца, что показано далее на примере моделирования обтекания низкокаталитической теплозащитной плитки орбитального корабля «Буран».
Максимальный тепловой поток, достигнутый на поверхности пластины размером 50 х 50 мм при давлении 100 гПа и угле атаки 15°, в случае использования сопла с выходным сечением размерами 40 х8 мм при мощности ВЧ-генератора плазмотрона по анодному питанию 70 кВт составил 244 Вт/см . При низких и средних мощностях ВЧ-генератора плазмотрона по анодному питанию (20...40 кВт) для этого сопла наблюдалось практически безградиентное распределение теплового потока вдоль оси симметрии модели, что при испытаниях высокотемпературных материалов позволяет обеспечить равномерный нагрев поверхности образца.
При мощности ВЧ-генератора плазмотрона по анодному питанию 70 кВт на медной пластине размером 50 х 50 х 10 мм были измерены тепловые потоки в струях азота (100 % N2) и газовой смеси азота и углекислого газа (70 % N + 30 % С02), истекающих из щелевого сопла с выходным сечением размерами 40 х 8 мм. Соотношения ком-
понентов смеси приведены в процентах от суммарного массового расхода. Массовый расход компонентов смеси измерялся с помощью электронных расходомеров Bronkhorst MV-306 с инструментальной погрешностью, не превышающей ±1,5 %.
Результаты измерений (кривые 6a и 6b на рис. 7) показали, что тепловые потоки, реализуемые в струях чистого азота, практически равны потокам, достигнутым на том же режиме в струе воздушной плазмы. Использование смеси из 70 % N2 + 30 % CO2 в качестве рабочего газа приводит к снижению тепловых потоков более чем на 20 % по сравнению с азотом и воздухом.
Тепловые потоки к низкокаталитической поверхности. Для низкотеплопроводного материала тепловой поток в установившемся режиме может быть определен по закону Стефана — Больцмана:
qw = е, °Tw4, 0)
где qw — плотность поверхностного теплового потока; 8t — интегральная степень черноты поверхности; о — постоянная Стефана — Больцмана; Tw — установившаяся температура поверхности (равновесная радиационная температура).
На основе приведенного соотношения были определены тепловые потоки к поверхности теплозащитной плитки орбитального корабля «Буран» с черным низкокаталитическим покрытием.
Для формирования потока плазмы применялось щелевое сопло с выходным сечением 120 х9 мм. Плитка размером 150 х 150 мм устанавливалась под углом атаки 0°. Эксперименты проводились при давлении в камере установки 25, 50 и 100 гПа и мощности ВЧ-генератора плазмотрона по анодному питанию 40 кВт.
Поле температур поверхности регистрировалось термовизором «Тандем VS-415U», на котором предварительно установили спектральную степень черноты поверхности на длине волны 0,9 мкм. Инструментальная погрешность измерений не превышает ±15 оС. Для расчета тепловых потоков по формуле Стефана — Больцмана необходимо знать значение величины интегральной степени черноты поверхности материала. На основе данных [19] спектральная степень черноты поверхности плитки была принята 8^ = 0,87, интегральная степень черноты 8t = 0,89.
Распределение температуры по поверхности плитки в ходе эксперимента при давлении в затопленном пространстве 25 гПа приведено на рис. 8 (черная вертикальная линия соответствует оси симметрии плитки и сопла).
В использованной формуле не учитывались возможные тепловые потери из-за процесса теплопередачи в объеме материала плитки. С целью их оценки была решена нестационарная одномерная задача теплопроводности.
°С
(1250 1200 1150 >1100 -1050 -1000 -950 _-900 Л- 850
I- 800
■-750
В
Рис. 8. Термовизионное изображение поверхности теплозащитной плитки (мощность анодного питания 40 кВт; давление в затопленном пространстве 25 гПа)
Плотность основного материала плитки ТЗМК-10 составляет 150 кг/м [20]. Теплоемкость материала как функция температуры принималась по данным для кварца [21]. Для расчета эффективной теплопроводности пористой теплозащитной плитки использовались рекомендации, приведенные в [22].
Расчет показал, что тепловые потери в результате теплопередачи в объеме материала плитки с момента начала нагрева в интервале температур поверхности от 1000 до 1300 °С через 60 с не превышают 5 %, причем с возрастанием температуры поверхности доля тепловых потерь уменьшается.
Полученные на основе анализа термоизображений пространственные представления распределения теплового потока по поверхности плитки в зависимости от давления приведены на рис. 9. Ось х направлена вдоль вертикальной оси симметрии пластины.
На рис. 9 видно, что с увеличением давления в барокамере установки существенно уменьшается площадь нагреваемого участка поверхности плитки. Оптимальные режимы лежат в области давлений ниже 50 гПа. При давлении 100 гПа распределение теплового потока оказалось неприемлемо для проведения испытаний. Ширина нагреваемого участка составила ~70 мм при давлении 50 гПа. В экспериментах с применением сопла с выходным сечением размерами 80 х 15 мм ширина нагреваемого участка не превышала 40 мм [5] при том же давлении.
д, Вт/см2
П 30,00 27,50 25,00 22,50 20,00 -17,50 -15,00 -12,50 10,00 7,50 5,00
Вт/см2
П 30,00 27,50 25,00 22,50
- 20,00
-17,50 -15,00 -12,50 10,00 7,50 5,00
б
Вт/см2
П 30,00 27,50 25,00 22,50 20,00 -17,50 -15,00 -12,50 10,00 7,50 5,00
-20 # 40 ^
Рис. 9. Пространственное представление распределения тепловых потоков по поверхности плитки при мощности 40 кВт и давлении в барокамере 25 гПа (а), 50 гПа (б) и 100 гПа (в)
Скоростные напоры. Измерение давлений в потоках плазмы является достаточно трудоемкой задачей. Чаще всего используются методы, основанные на введении в струю трубки полного напора [23, 24].
Для сопла с выходным сечением 80 х15 мм в дозвуковом режиме истечения были измерены динамические давления pdyn (скоростные напоры) в зависимости от мощности ВЧ-генератора плазмотрона по анодному питанию и расстояния до выходного сечения сопла при постоянном массовом расходе воздуха gair, составлявшем 2,4 г/с. Измерения производились вдоль оси симметрии струи.
Динамическое давление измерялось как разность между давлением торможения р0 на оси струи и статическим давлением на стенке барокамеры pt. Указанные физические величины измерялись с помощью датчиков давления «Элемер» АИР-20/М2-ДА модель 030 (установленный диапазон измерений 0...1100 гПа, погрешность 0,1 %). Для измерения давления торможения р0 применялась медная водо-охлаждаемая трубка Пито с приемным отверстием диаметром 3,5 мм, выполненная в виде цилиндра с полусферическим притуплением радиусом 8 мм.
Результаты измерений представлены на рис. 10, из которого видно, что по мере удаления от выходного сечения скоростной напор падает. Увеличение мощности, вкладываемой в разряд, приводит к росту скоростного напора. Повышение давления в затопленном пространстве (статического давления на стенке барокамеры) приводит к снижению скоростного напора.
При измерениях с помощью насадков полного напора необходимо учитывать влияние эффектов, связанных с вязкостью, смещением эффективного центра трубки, пульсациями скорости [24]. Для ламинарного струйного течения поправка, обусловленная пульсациями скорости, отсутствует [25]. Трубка была расположена на оси симметрии струи, поэтому смещение эффективного центра трубки, обусловленное поперечным градиентом скорости, также отсутствовало.
Диаметр применявшейся трубки Пито (16 мм) превышает ширину выходного сечения щелевого сопла (15 мм), и датчик может оказывать влияние на структуру исследуемого дозвукового течения. По этой причине не проводились измерения динамических давлений для сопел, где погрешность от воздействия датчика может быть велика (щелевые сопла с размерами выходного сечения 40 х 8 мм и 120 х 9 мм). Для их исследования требуется изготовление датчика меньшего диаметра, способного эффективно работать в высокоэнтальпийном газовом потоке.
При исследованиях в УК1 на высокочастотном индукционном плазмотроне мощностью 1,2 МВт используется водоохлаждаемая трубка Пито с внешним диаметром 12 мм и диаметром приемного отверстия 2 мм [26], а на плазмотроне мощностью 15 кВт — трубка
с внешним диаметром 6 мм и диаметром приемного отверстия 0,8 мм [27]. В ИПМех РАН на установке ВГУ-2 использовалась трубка Прандтля с внешним диаметром 5 мм и диаметрами приемных отверстий 1 мм, но ее интерфейс несовместим с ВГУ-4.
Pdym гПА
-----1-1-1-1--
6 test 19-214, -215, -216
9 -!1="-----__I -h—Н---
8-------
7 ~^s,
6-----------
5 _—^^
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 г, мм
Рис. 10. Скоростные напоры р^уп на вертикальной оси симметрии щелевого сопла с выходным сечением 80 х 15 мм в зависимости от мощности анодного питания N давления в затопленном пространстве р, и расстояния до выходного сечения сопла г:
1 — р, = 100 гПа, N = 20 кВт; 2 — р, = 100 гПа, N = 40 кВт;
3 — р, = 50 гПа, N = 20 кВт; 4 — pt = 100 гПа, N = 60 кВт;
5 — р, = 50 гПа, N = 40 кВт; 6 — р, = 50 гПа, N = 60 кВт
Для трубок Пито малого диаметра при низких числах Рейнольдса в расчетах динамического давления следует использовать модель [28], учитывающую возможный эффект Баркера [29].
Для щелевого сопла с выходным сечением размерами 80 х 15 мм диаметр эквивалентного по площади сопла с круглым выходным сечением составляет ~38,3 мм. В [30] динамические давления на оси струи, истекающей из конического сопла с выходным сечением диаметром 40 мм при тех же режимах, отличаются от приведенных здесь результатов для струи, создаваемой щелевым соплом, на величину, не превышающую 1 гПа. Можно заключить, что полученные результаты, несмотря на обозначенные сложности и потенциальные источники погрешностей при измерениях, допустимо привести в качестве оценки скоростных напоров для исследуемого сопла.
<*< > test 19-2 14,- 215,- -216
1
J 1- i--
4i \—« t--
3{
2 к-
1
\
Заключение. При исследовании режимов теплообмена пластины, обтекаемой под углом атаки струями плазмы, истекающими из щелевых сопел высокочастотного индукционного плазмотрона ВГУ-4, авторами настоящей статьи были получены следующие данные.
Измерены распределения тепловых потоков вдоль оси симметрии высококаталитической медной пластины, установленной под углом атаки 15°, в зависимости от мощности анодного питания ВЧ-генератора. Максимальные реализованные тепловые потоки при заданном угле атаки, и давлении в барокамере установки 50 гПа для сопел с размерами выходных сечений 80 х 15 и 120 х9 мм оказались близки и составили ~150 Вт/см . Максимальный тепловой поток на поверхности медной пластины для сопла с выходным сечением 40 х 8 мм при давлении 100 гПа составил 244 Вт/см . Измерены тепловые потоки на медной пластине в струях азота (100 % N2) и газовой смеси азота и углекислого газа (70 % N2 + 30 % CO2), истекающих из щелевого сопла с выходным сечением размерами 40 х 8 мм. Тепловые потоки в струях чистого азота близки к потокам в струях воздушной плазмы. Использование смеси из 70 % N2 и 30 % CO2 приводит к снижению тепловых потоков более чем на 20 % по сравнению с азотом и воздухом.
Получены распределения тепловых потоков на поверхности низкокаталитической теплозащитной плитки орбитального корабля «Буран» при использовании щелевого сопла с выходным сечением размерами 120 х 9 мм для различных давлений в барокамере установки. Оптимальное распределение достигается при давлении 25 гПа. При давлении 100 гПа для выбранного сопла наблюдается крайне неравномерное распределение теплового потока.
С помощью трубки Пито были измерены давления потока на оси струи, создаваемой щелевым соплом с размерами выходного сечения 80 х 15 мм. Значения скоростных напоров носят оценочный характер, для их уточнения требуется изготовление трубки Пито меньшего диаметра.
Работа выполнена в рамках государственного задания (номер госрегистрации АААА-А20-120011690135-5).
ЛИТЕРАТУРА
[1] Гордеев А.Н., Колесников А.Ф. Новые режимы течения и теплообмена плазмы в высокочастотном индукционном плазмотроне ВГУ-4. Физико-химическая кинетика в газовой динамике, 2008, т. 7.
URL: http://chemphys.edu.ru/issues/2008-7/articles/453/ (дата обращения 18.11.2019).
[2] Bityurin V.A., Bocharov A.N., Baranov D.S., Krasilnikov A.V., Knotko V.B., Plastinin Y.A. Experimental study of flow parameters and MHD generator models at high frequency plasmatron. In: The 15th International Conference on
MHD Energy Conversion and the 6th International Workshop on MagnetoPlasma Aerodynamics, IVTAN. Moscow, 2005, pp. 444.
[3] Balter-Peterson A., Nichols F., Mifsud B., Love W. Arc jet testing in NASA Ames Research Center thermophysics facilities. In: 4th Symposium on Multidis-ciplinary Analysis and Optimization. 1992, pp. 5041.
[4] Terrazas-Salinas I., Cornelison C. Test Planning Guide for NASA Ames Research Center Arc Jet Complex and Range Complex. Space Technology Division, NASA Ames Research Center, Moffett Field, CA, 2009, vol. 94035, pp. 20-21.
[5] Гордеев А.Н., Чаплыгин А.В. Экспериментальное исследование теплообмена диссоциированного потока воздуха с плоской пластиной под углом атаки в ВЧ-плазмотроне. Физико-химическая кинетика в газовой динамике, 2019, т. 20, вып. 1. http://doi.org/10.33257/PhChGD.20.L780
[6] Гордеев А.Н., Колесников А.Ф. Высокочастотные индукционные плазмотроны серии ВГУ. В сб.: Актуальные проблемы механики: Физико-химическая механика жидкостей и газов. Москва, Наука, 2010, с. 151-177.
[7] Viladegut A., Chazot O. OFF-Stagnation point testing in plasma facility. In: Progress in Flight Physics, 2015, vol. 7, pp. 113-122.
DOI: 10.1051/eucass/201507113
[8] ASTM E422-05(2016), Standard Test Method for Measuring Heat Flux Using a Water-Cooled Calorimeter. ASTM International, West Conshohocken, PA, 2016. URL: https://www.astm.org/Standards/E422.htm (дата обращения 18.11.2019).
[9] Gulham A., Esser B. A study on heat flux measurements in high enthalpy flows. In: 35th AIAA Thermophysics Conference, 2001, pp. 3011.
[10] Gokcen T., Hui F., Taunk J., Noyes E., Schickele D. Calibration of the Truncated Panel Test Arc-Jet Facility. In: 41st AIAA Thermophysics Conference, 2009, pp. 4090. DOI: 10.2514/6.2009-4090
[11] ASTM E457-08(2015), Standard Test Method for Measuring Heat-Transfer Rate Using a Thermal Capacitance (Slug) Calorimeter. ASTM International, West Conshohocken, PA, 2015. URL: https://www.astm.org/Standards/E457.htm (дата обращения 18.11.2019).
[12] Anderson L.A. Effect of surface catalytic activity on stagnation heat-transfer rates. AIAA Journal, 1973, vol. 11, no. 5, pp. 649-656. DOI: 10.2514/3.6806
[13] Kolesnikov A.F. The Aerothermodynamic simulation in sub- and supersonic high-enthalpy jets: experiment and theory. In: Proc. 2nd European Symposium on Aerothermodynamics for Space Vehicles. ESA Publication Division, European Space Agency, Noordwijk, The Netherlands. ESA SP-367, 1995. pp. 583-590.
[14] Магунов А.Н. Теплообмен неравновесной плазмы с поверхностью. Москва, Физматлит, 2005, с. 53-55.
[15] Coleman H.W., Steel W.G. Experimentation and Uncertainty analysis for engineers. New York, Wiley Interscience, p. 42.
[16] Esposito A., De Rosa F., Caso V., Parente F. Design of slug calorimeters for reentry tests. NASA Tech. Pap., 2010, vol. 2, no. 2, p. 4.
[17] Nawaz A., Santos J. Assessing Calorimeter Evaluation Methods in Convective Heat Flux Environments. In: 10th AIAA/ASME Joint Thermophysics and Heat Transfer Conference. Chicago, Illinois, 28 June 2010 - 01 July 2010. Chicago, 2010, p. 4905.
[18] Smith S.F. Investigation of subsonic and supersonic flow characteristics of an inductively coupled plasma facility. Graduate College dissertations and theses. University of Vermont, 2013, pp. 31-34.
[19] Дождиков В.С., Петров В.А. Излучательные характеристики теплозащитных материалов орбитального корабля «Буран». Инженерно-физический журнал, 2000, т. 73, № 1, с. 26-30.
[20] Гофин М.Я. Теплозащитная конструкция многоразового орбитального корабля. Авиационно-космические системы. Москва, МАИ, 1997, с. 136-144.
[21] Леко В.К., Мазурин О.В. Свойства кварцевого стекла. Ленинград, Наука, 1985, с. 94-97.
[22] Нейланд В.Я., Тумин А.М. Аэротермодинамика воздушно-космических самолетов. Жуковский, ФАЛТ МФТИ, 1991, с. 136-154.
[23] Дресвин С.В. Физика и техника низкотемпературной плазмы. Москва, Атомиздат, 1972, с. 127-136.
[24] Воропаев А.А., Дресвин С.В., Клубникин В.С. Измерение скорости течения плазмы трубкой полного напора. ТВТ, 1969, т. 7, вып. 4, с. 633-640.
[25] Абрамович Г.Н., ред. Турбулентное смешение газовых струй. Москва, Наука, 1974, с. 10.
[26] Bottin B., Chazot O., Carbonaro M., Van Der Haegen V., Paris S. The VKI Plasmatron Characteristics and Performance. Measurement Techniques for High Temperature and Plasma Flows. J.M. Charbonnier and G.S.R. Sarma, ed. NATO Research and Technology Organization, Neuilly-sur-Seine, France, 1999, pp. 1-27.
[27] Chazot O., Pereira Gomes J., Carbonaro M. Characterization of a "mini-plasmatron" facility by pitot probe measurements. 29th AIAA, Plasmadynamics and Lasers Conference. Albuquerque, NM, 15-18 June, 1998. Albuquerque, 1998, art. 2478. DOI: 10.2514/6.1998-2478
[28] Carleton F.E., Kadlec R.H. Impact Tube gas Velocity Measurement at High Temperatures. AlChE Journal, 1972, vol. 18, no. 5, pp. 1065-1067.
[29] Barker M. On the Use of very small Pitot Tubes for Measuring Wind velocity. Proceeding of the Royal Society, Series A, 1922, no. 101, pp. 435-445.
[30] Колесников А.Ф., Гордеев А.Н., Васильевский С.А., Тептеева Е.С. Влияние геометрии разрядного канала ВЧ-плазмотрона на теплообмен в высоко-энтальпийных дозвуковых струях воздуха. ТВТ, 2019, т. 57, № 4, с. 509-517.
Статья поступила в редакцию 26.12.2019
Ссылку на эту статью просим оформлять следующим образом: Гордеев А.Н., Чаплыгин А.В. Теплообмен в высокочастотном индукционном плазмотроне ВГУ-4 при использовании щелевых сопел. Инженерный журнал: наука и инновации, 2020, вып. 2. http://dx.doi.org/10.18698/2308-6033-2020-2-1953
Гордеев Андрей Николаевич — канд. физ.-мат. наук, ведущий научный сотрудник лаборатории «Взаимодействия плазмы и излучения с материалами» ИПМех РАН. e-mail: a_gord@mail.ru
Чаплыгин Алексей Владимирович — ведущий инженер лаборатории «Взаимодействия плазмы и излучения с материалами» ИПМех РАН. e-mail: alchapl87@gmail.com
Heat transfer in HF induction plasmatron VGU-4 with the use of slit nozzles
© A.N. Gordeev, A.V. Chaplygin
Ishlinsky Institute for Problems in Mechanics of the Russian Academy of Sciences,
Moscow, 119526, Russia
Heat transfer of subsonic jets of dissociated gas flowing from slit nozzles with outlet sections of 40 * 8, 80 * 15 and 120 * 9 mm with the plate surface at an angle of attack was experimentally studied in the HF-plasmatron VGU-4. Heat flux distributions along the axis of symmetry of the copper plates were obtained depending on the power of the anode supply of the HF-generator and the slit nozzle geometry. Heat fluxes on the low-catalytic surface of the heat-shielding tile of the «Buran» orbiter were determined depending on the pressure in the plasmatron chamber when using a slit nozzle with an outlet section of 120*9 mm.
Keywords: HF-plasmatron, slit nozzle, dissociated air, heat transfer, plate at the angle of attack, velocity head
The work was done as part of the state assignment (state registration number АААА-А20-120011690135-5).
REFERENCES
[1] Gordeev A.N., Kolesnikov A.F. Fiziko-khimicheskaya kinetika v gazovoy dina-mike — Physical-Chemical Kinetics in Gas Dynamics, 2008, vol. 7. Available at: http://chemphys.edu.ru/issues/2008-7/articles/453/ (accessed November 18, 2019).
[2] Bityurin V.A., Bocharov A.N., Baranov D.S., Krasilnikov A.V., Knotko V.B., Plastinin Y.A. Experimental study of flow parameters and MHD generator models at high frequency plasmatron. In: The 15th International Conference on MHD Energy Conversion and the 6th International Workshop on MagnetoPlasma Aerodynamics, IVTAN. Moscow, 2005, pp. 444.
[3] Balter-Peterson A., Nichols F., Mifsud B., Love W. Arc jet testing in NASA Ames Research Center thermophysics facilities. In: 4th Symposium on Multidis-ciplinary Analysis and Optimization. 1992, pp. 5041.
[4] Terrazas-Salinas I., Cornelison C. Test Planning Guide for NASA Ames Research Center Arc Jet Complex and Range Complex. Space Technology Division, NASA Ames Research Center, Moffett Field, CA, 2009, vol. 94035, pp. 20-21.
[5] Gordeev A.N. Chaplygin A.V. Fiziko-khimicheskaya kinetika v gazovoy dina-mike — Physical-Chemical Kinetics in Gas Dynamics, 2019, vol. 20, no. 1. http://doi.org/10.33257/PhChGD.20.L780
[6] Gordeev A.N., Kolesnikov A.F. Vysokochastotnye induktsionnye plazmotrony serii VGU [High frequency induction plasma torches of VGU series]. In: Sb. Aktualnye problemy mekhaniki: Fiziko-himicheskaya mekhanika zhidkostey i gazov [Current problems of mechanics: physico-chemical mechanics of liquids and gases]. Moscow, Nauka Publ., 2010, pp. 151-177.
[7] Viladegut A., Chazot O. OFF-Stagnation point testing in plasma facility. In: Progress in Flight Physics, 2015, vol. 7, pp. 113-122. Available at: https://doi.org/10.1051/eucass/201507113
[8] ASTM E422-05(2016), Standard Test Method for Measuring Heat Flux Using a Water-Cooled Calorimeter. ASTM International, West Conshohocken, PA, 2016. Available at: https://www.astm.org/Standards/E422.htm (accessed November 18, 2019).
[9] Gulham A., Esser B. A study on heat flux measurements in high enthalpy flows.
In: 35th AIAA Thermophysics Conference, 2001, pp. 3011.
[10] Gokcen T., Hui F., Taunk J., Noyes E., Schickele D. Calibration of the Truncated Panel Test Arc-Jet Facility. In: 41st AIAA Thermophysics Conference, 2009, pp. 4090. https://doi.org/10.2514Z6.2009-4090
[11] ASTM E457-08(2015), Standard Test Method for Measuring Heat-Transfer Rate Using a Thermal Capacitance (Slug) Calorimeter. ASTM International, West Conshohocken, PA, 2015. Available at:
https://www.astm.org/Standards/E457.htm (accessed November 18, 2019).
[12] Anderson L.A. Effect of surface catalytic activity on stagnation heat-transfer rates. AIAA Journal, 1973, vol. 11, no. 5, pp. 649-656. https://doi.org/10.2514/3.6806
[13] Kolesnikov A.F. The Aerothermodynamic Simulation in Sub- and Supersonic High-Enthalpy Jets: Experiment and Theory. In: Proc. 2nd European Symposium on Aerothermodynamics for Space Vehicles. ESA Publication Division, European Space Agency, Noordwijk, The Netherlands. ESA SP-367, 1995, pp. 583-590.
[14] Magunov A.N. Teploobmen neravnovesnoy plazmy s poverkhnost'yu [Heat transfer from a non-equilibrium plasma to a surface]. Moscow, Fizmatlit, 2005, pp. 53-55.
[15] Coleman H.W., Steel W.G. Experimentation and Uncertainty analysis for engineers. New York, Wiley Interscience, p. 42.
[16] Esposito A., De Rosa F., Caso V., Parente F. Design of slug calorimeters for re-entry tests. NASA Tech. Pap, 2010, vol. 2, no. 2, p. 4.
[17] Nawaz A., Santos J. Assessing Calorimeter Evaluation Methods in Convective Heat Flux Environments. In: 10th AIAA/ASME Joint Thermophysics and Heat Transfer Conference. Chicago, Illinois, 28 June 2010 - 01 July 2010. Chicago, 2010, p. 4905.
[18] Smith S.F. Investigation of subsonic and supersonic flow characteristics of an inductively coupled plasma facility. Graduate College dissertations and theses. University of Vermont, 2013, pp. 31-34.
[19] Dozhdikov V.S., Petrov V.A. Inzhenerno-fizicheskiy zhurnal — Journal of Engineering Physics and Thermophysics, 2000, vol. 73, no. 1, pp. 26-30.
[20] Gofin M.Ya. Teplozashchitnaya konstruktsiya mnogorazovogo orbital'nogo korablya [Heat-shielding design of a reusable orbital ship]. In: Aviatsionno-kosmicheskiye sistemy [Aerospace systems]. Moscow, MAI, 1997, pp. 136-144.
[21] Leko V.K., Mazurin O.V. Svoystva kvartsevogo stekla [Properties of quartz glass]. Leningrad, Nauka Publ., Leningrad branch, 1985, pp. 94-97.
[22] Neyland V.Ya., Tumin A.M. Aerotermodinamika vozdushno-kosmicheskikh sa-moletov [Aerothermodynamics of aerospace aircraft]. Zhukovskiy, Faculty of Aeromechanics and Aircraft Engineering, MIPT Publ., 1991, pp. 136-154.
[23] Dresvin S.V. Fizika i tekhnika nizkotemperaturnoy plazmy [Physics and technology of low-temperature plasma]. Moscow, Atomizdat Publ., 1972, pp. 127-136.
[24] Voropaev A.A., Dresvin S.V., Klubnikin V.S. Teplofizika vysokikh temperatur — High Temperature, 1969, vol. 7, no. 4, pp. 633-640.
[25] Abramovich G.N., ed. Turbulentnoye smesheniye gazovykh struy [Turbulent mixing of gas jets]. Moscow, Nauka Publ., 1974, p. 10.
[26] Bottin B., Chazot O., Carbonaro M., Van Der Haegen V., Paris S. The VKI Plasmatron Characteristics and Performance. Measurement Techniques for High Temperature and Plasma Flowsm J.M. Charbonnier and G.S.R. Sarma, ed. NATO Research and Technology Organization, Neuilly-sur-Seine, France, 1999.
[27] Chazot O., Pereira Gomes J., Carbonaro M. Characterization of a 'mini-plasmatron' facility by pitot probe measurements. In: 29th AIAA, Plasmadyna-mics and Lasers Conference. 1998, art. 2478. https://doi.org/10.2514Z6.1998-2478
[28] Carleton F.E., Kadlec R.H. Impact Tube Gas Velocity Measurement at High Temperatures. Al. Che. Journal, 1972, vol. 18, no. 5, pp. 1065-1067.
[29] Barker M. On the Use of very small Pitot Tubes for Measuring Wind velocity. In: Proceedings of the Royal Society, Series A, 1922, no. 101, p. 435.
[30] Kolesnikov A.F., Gordeev A.N., Vasilievsky S.A., Tepteeva E.S. Teplofizika vysokikh temperatur — High Temperature, 2019, vol. 57, no. 4, pp. 509-517.
Gordeev A.N., Cand. Sc. (Phys.- Math), Leading Research Fellow, Laboratory for Interaction of Plasma and Radiation with Materials, Ishlinsky Institute for Problems in Mechanics of the Russian Academy of Sciences. e-mail: a_gord@mail.ru
Chaplygin A.V., Leading Engineer, Laboratory for Interaction of Plasma and Radiation with Materials, Ishlinsky Institute for Problems in Mechanics of the Russian Academy of Sciences. e-mail: alchapl87@gmail.com
