Тепловое разрушение материалов - часть 13

2.4. Параметры установок радиационного и конвективного нагрева

были проведены эксперименты, позволяющие оценить влияние совместного воздействия радиацион-
ного и конвективного нагрева на теплообмен с плоской поверхностью.

Рис. 2.23. Изменение относительной ско-
рости по образующей плоского торца
цилиндра при его обтекании дозвуковой
струей:

−

кал

/ D

= 3,0; 2

− 1,4; 3 − 0,5−1,0

Оценку проводили по отношению плотности суммарного теплового потока

q , определенного

при совместной работе конвективного и лучистого источников нагрева, к сумме плотностей конвек-
тивного

q и лучистого

q тепловых потоков, измеренных раздельно

)

. Для уменьшения

влияния случайных факторов на ошибку в определении отношения

)

все измерения прово-

дились  при  одном запуске установки. Вначале устанавливался необходимый рабочий режим ксено-
новых ламп и замерялся лучистый тепловой поток, затем запускался ЭДП при работающих ксеноно-
вых  лампах  и  проводилось  измерение  суммарного  теплового  потока,  после  чего  ксеноновые  лампы
отключали,  и  измеряли  только  конвективный  тепловой  поток.  Эксперименты  проводились  при  по-
стоянном лучистом тепловом потоке 6300 кВт/м

для воздушной, азотной и углекислотной плазмы в

дозвуковой струе при атмосферном давлении. Измерения выполнены с помощью медного водоохла-
ждаемого калориметра с плоской зачерненной поверхностью диаметром 10·10

-3

м. Тот факт, что

плотность лучистого теплового потока определялась с помощью плоского калориметра, степень чер-
ноты которого при различных воздействиях могла несколько изменяться, не имеет существенного
значения, поскольку измерения суммарного воздействия лучистых и конвективных тепловых потоков
проводилось одним и тем же калориметром и рассматривалась относительная величина

)

Следует отметить, что для проведения данных экспериментов водоохлаждаемый датчик тепло-

вых потоков является, по-видимому, наиболее приемлемым, так как во время одного запуска уста-
новки необходимо провести, по крайней мере, три измерения. Применение нестационарных датчиков
в данном случае невозможно.

В результате проведенных измерений установлено, что

)

= 0,95

± 10%, (рис. 2.24).

Следовательно, при моделировании совместного воздействия лучистых и конвективных тепло-

вых потоков на установках радиационно-конвективного нагрева с допустимой степенью точности
можно задавать суммарные тепловые потоки, используя результаты раздельного калориметрирования
радиационного и конвективного источников нагрева.

Глава 2. Методы и средства моделирования конвективного и радиационно-конвективного нагрева

Рис. 2.24. Отношение суммарного тепло-
вого потока

(

) к сумме лучистого и

конвективного потоков

)

(

, опреде-

ленных раздельно:

− воздух, 2 − азот,

− углекислый газ

Таким образом, для изучения процесса теплового разрушения материалов был применен доста-

точно большой комплекс стендов и установок сравнительно невысокой энергоемкости с хорошо ис-
следованными термогазодинамическими параметрами. Этот комплекс позволил определить основные
теплозащитные характеристики материалов и изучить влияние на них различных факторов, таких как
энтальпия и давление торможения, тепловой поток и наличие в нем лучистой составляющей, окисли-
тельное  и  термомеханическое  воздействие  набегающего  газового  потока,  технология  изготовления
материала  и  др.  В  результате  проведенных  исследований  был  выбран  эталонный  материал,  позво-
ливший применить математические  модели, разработанные  в книге «Тепловая защита», которые  не
только подтвердили экспериментально установленные закономерности и параметры, но и позволили
доказать  применимость  установленных  закономерностей  на  условия  практически  недостижимые  на
экспериментальных стендах.

2.5. Установки для исследования тепловой защиты многоразовых

космических систем

Экспериментальные результаты, полученные на установках и стендах (табл. 2.1) при лобовом

обтекании моделей аблирующей тепловой защиты, совместно с литературными данными позволяют
представить  достаточно  ясную  картину  теплового  разрушения  материалов.  Однако  учитывая,  что
сейчас  большое  внимание  уделяется  разработке  космических  аппаратов,  прототипом  которых  явля-
ются  многоразовые  космические  системы  типа  «Спейс  Шаттл»  и  «Энергия–Буран» (проекты  «Сви-
тязь», «МАКС», «Интерим-Хотол» и др.) [7, 14, 91

−93], кратко рассмотрим условия работы тепловой

защиты многоразовых космических систем и экспериментальную базу для ее испытаний.

Теплонапряженный участок траектории спуска орбитальных кораблей многоразового исполь-

зования приходится на область неравновесных течений с протеканием в них процессов диссоциации
и рекомбинации в ударном слое и на поверхности ЛА. Поверхность летательного аппарата подверга-
ется комбинированному воздействию высоких температур и химически активных компонентов воз-
духа и прежде всего атомарного кислорода. В то же время теплопередача от ударного слоя к поверх-
ности ЛА будет существенно зависеть от влияния гетерогенной каталитической рекомбинации ато-
мов азота и кислорода. При натурных значениях температуры поверхности и давления разница тем-
ператур каталитической и некаталитической поверхности в окрестности затупления носка МКС «Бу-
ран» достигает 300°С.

В процессе создания МКС «Буран» был решен большой круг научных и технических проблем,

среди которых своей важностью и новизной отличалась проблема создания работоспособной нераз-
рушающейся теплозащиты многоразового использования. Для МКС «Спейс Шаттл» и «Буран» соз-
дание теплозащиты применительно к входу в атмосферу с гиперзвуковыми скоростями является
ключевой проблемой.

2.5. Установки для исследования тепловой защиты многоразовых космических систем

Научный и технический потенциал, накопленный при решении этой проблемы, будет востребо-

ван в дальнейшем при создании нового поколения гиперзвуковых самолетов. Поэтому очень важно
сохранить преемственность при создании и отработке неразрушающейся теплозащиты многоразового
использования [7].

Метод тепловой защиты гиперзвукового космического аппарата в основном определяется ве-

личиной и длительностью воздействия тепловых потоков на его теплонапряженные элементы. На-
пример, в диапазоне температур 800–1260

С используется высокотемпературная плиточная тепло-

защита, которая успешно применялась для защиты большей части поверхности МКС «Спейс Шаттл»
и «Буран» от аэродинамического нагрева и солнечного излучения. Плиточная теплозащита выполне-
на из легковесного волокнита на основе кварцевых нитей с размером лицевой поверхности 150x150
мм. На лицевую поверхность плитки и боковые грани нанесено сплошное белое или черное стекло-
видное покрытие на основе SiО

толщиной 0,3

−0,4 мм. Такое покрытие имеет низкую каталитиче-

скую активность по отношению к гетерогенной рекомбинации атомов воздуха и высокую излуча-
тельную способность [12].

В диапазоне температур 1260–1650

С надежно работают теплозащитные покрытия типа “угле-

род-углерод”, используя принцип «радиационного охлаждения». Носок фюзеляжа и кромки крыльев
МКС «Буран» выполнены из боросилицированного углерод-углеродного композиционного материа-
ла (УУКМ) с нанесенным стеклосилицидным покрытием толщиной 0,1

−0,3 мм, обладающим высо-

кими окислительностойкими свойствами и низкой каталитичностью. В конструкции МКС «Буран»
этот углерод-углеродный композиционный материал одновременно выполняет роль конструкционно-
го и теплозащитного материала.

Широкий диапазон температур и различные условия работы тепловой защиты на различных

участках поверхности системы «Энергия-Буран» предъявляют повышенные требования к установ-
кам, моделирующим условия эксплуатации многоразовой тепловой защиты. К таким требованиям
можно отнести:

− создание физических условий, близких к натурным, для обеспечения гетерогенной рекомби-

нации атомов азота и кислорода и определения каталитической способности покрытий;

− значительное увеличение длительности (до 20 минут) и цикличности (до 100 циклов) испыта-

ний;

− большие размеры моделей теплозащитных покрытий (более 200 мм);

− необходимость исследования аэродинамических характеристик ТЗП, например, сопротивле-

ния трения при взаимодействии газового потока с теплозащитой поверхности носителя «Энергия».

Проблема определения каталитической активности поверхности теплозащитных материалов по

отношению  к  гетерогенной  рекомбинации  атомов  кислорода  и  азота,  при  которой  на  поверхности
выделяется  значительное  количество  тепла,  была  экспериментально  решена  на  двух  индукционных
плазмотронах Института проблем механики РАН мощностью 80 и 1000 кВт (ВГУ-2 и ВГУ-3), кото-
рые по сравнению с электродуговыми плазмотронами и ударными трубами наиболее полно модели-
руют физические параметры взаимодействия диссоциированного потока с поверхностью для тепло-
напряженного участка траектории спуска «Бурана». Принципиально важно, что на таких плазмотро-
нах получаются химически чистые потоки диссоциированных газов. Это позволяет практически пол-
ностью воспроизводить процессы газофазной и гетерогенной рекомбинации атомов.

В дозвуковых режимах плазмотронов ВГУ-2 и ВГУ-3 при выполнении условий моделирования

для критической точки аппарата воспроизводятся натурные значения энтальпии, давления торможе-
ния, теплового потока и градиента скорости на внешней границе пограничного слоя. Например, тем-
пература поверхности теплозащитной плитки T

= 1250 °C, установленной в цилиндрической маске

диаметром 280 мм перпендикулярно дозвуковой струе диссоциированного воздуха, при давлении
0,015 атм, энтальпии на оси среза канала I

= 23,5 МДж/кг и скорости воздушного потока U = 650 м/с

соответствует температуре поверхности первого ряда плиток поверхности ЛА вблизи линий растека-
ния при скорости спуска 6,7 км/с на высоте 71 км с углом атаки 40°. Летные испытания плиточной
теплозащиты, проведенные на аппарате «Бор-4» (рис. 2.25), подтвердили данные, полученные на ин-
дукционном плазмотроне в лабораторном эксперименте [7].

В условиях эксперимента на индукционном плазмотроне термохимическая стойкость оценива-

ется по величине скорости уноса массы, наличию или отсутствию локальных очагов разрушения, из-
менению каталитических и излучательных свойств поверхности покрытий.

Глава 2. Методы и средства моделирования конвективного и радиационно-конвективного нагрева

Рис. 2.25. Орбитальный эксперимен-
тальный беспилотный летательный ап-
парат «Бор-4». 1982-1984 г.г.

При отработке теплозащитных конструкций МКС «Буран» был использован большой комплекс

установок различного назначения. Многие из них достаточно подробно изложены в монографии [14].
В ней отмечено, что установки радиационного нагрева относятся к наиболее экономичному типу ус-
тановок  и  широко  используются  при  многоцикловых  испытаниях.  Для  таких  экспериментов  пред-
ставляет интерес также использование концентраторов солнечной энергии, поскольку они практиче-
ски  не  потребляют  электроэнергии,  экологически  безвредны  в  работе  и  обеспечивают  химически
чистый  нагрев  в  воздушной  атмосфере.  К  таким  установкам  относится  гелиоустановка  СГУ-7 (рис.
2.26) с концентратором солнечной энергии

∅5 м. Установка оснащена системой непосредственного

слежения за Солнцем. На ней проводились эксперименты по исследованию вертикальной усадки и
скорости прогрева плитки при длительном многоцикловом воздействии рабочих температур до 1500
К [13]. На этой же установке исследовалась гибкая тепловая защита при температурах 370

−800 °C.

В работах [94

−96] выполнено экспериментально-теоретическое обоснование возможности мо-

делирования условий внешнего обтекания моделей в коротких прямоугольных каналах. На рис. 2.27
показана  установка,  позволяющая  проводить  изучение  тепломассообмена  и  трения  на  поверхности
образцов  теплозащитных  материалов,  выполненных  в  форме  пластин,  характеризующаяся  сравни-
тельно низкой удельной мощностью [96]. Применение двух подогревателей воздуха со встречно на-
правленными потоками и полых охлаждаемых водой микросопловых решеток дает возможность по-
высить  температуру  газа  в  форкамере  вплоть  до 6000 К  и  существенно  расширить  диапазон  иссле-
дуемых параметров. В этом варианте, размер исследуемых моделей достигал 200х200 мм. Схема уст-
ройства,  позволяющая  одновременно  сравнивать  напряжение  трения  на  поверхности 2-х  моделей,
представлена на рис. 2.28 [97].

Отличительной особенностью установки, представленной на рис. 2.27, является применение

микросопловой решетки 3 и подвижного элемента в державке 4 с тензометрическим датчиком 7, ко-
торые помещены в вакуумную камеру 6. В качестве рабочего газа используется воздух 9, который
после нагрева электродуговым подогревателем 1 поступает в форкамеру 2, а затем с поворотом на 90°
входит в прямоугольный канал сечением 100х100 мм и относительной длиной 11 калибров. За калибр
принята высота канала h. Нижняя стенка канала состоит из двух частей: неподвижной и подвижной
державки 4. В державке устанавливается исследуемый образец 5. Равномерное распределение потока
по сечению перед входом в канал обеспечивается сопловой решеткой из нихромовой проволоки диа-
метром 2 мм, закрепленной с шагом 2,5 мм. Это позволило получить газовый поток в канале с темпе-
ратурой торможения до 1500 К.

Устройство, представленное на рис. 2.28, содержит два, расположенных симметрично оси со-

пла 1 генератора высокотемпературного газового потока, подвижных уравновешенных элемента 6, 7,
на которых устанавливаются модели исследуемых материалов 2 и 3. В этом устройстве применены
датчики перемещения индуктивного типа 4 и 5, соединенные с противовесами 8, 9. Устройство по-
зволяет значительно повысить точность и производительность измерений, так как учитываются по-
грешности, вызванные перепадом давлений на переднем и заднем по отношению к набегающему по-
току торцах моделей, и исключаются погрешности, вызванные изменением термогазодинамических
параметров газового потока, при двух разных запусках генератора.

Экспериментальные исследования параметров потока газа в коротком прямоугольном канале

проводилось для семи режимов работы установки, рис. 2.29. Расход воздуха в электродуговом подог-
ревателе изменялся в пределах 1,4

−2,8 г/с, а в форкамере 4,4−17,7 г/с. Для режимов 1−3 потребляемая

подогревателем мощность составляла 28 кВт, а для режимов 4

−7 − 45 кВт.

содержание .. 11 12 13 14 ..