Исследование температурных режимов в разрядной камере электродугового подогревателя аэродинамической трубы

УЧЕНЫЕ ЗАПИСКИ Ц А Г И Том V 1974

№ 2

УДК 629.7.018.1:533.6.071.1 : 62—69

ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕМПЕРАТУРНЫХ РЕЖИМОВ В РАЗРЯДНОЙ КАМЕРЕ ЭЛЕКТРОДУГОВОГО ПОДОГРЕВАТЕЛЯ АЭРОДИНАМИЧЕСКОЙ ТРУБЫ

В. А. Конотоп, В. А. Лебсак

Приведены результаты экспериментального исследования температуры в разрядной камере электродугового подогревателя, получены зависимости температуры от режима работы подогревателя и его относительных размеров, а также показаны возможные методы воздействия на течение в дуговой камере с целью снижения температуры нагрева неохлаждаемых элементов и тепловых потерь в целом.

Электродуговые подогреватели с поперечно обдуваемой дугой, вращающейся между коаксиальными электродами в магнитном поле соленоида, в силу своей простоты и надежности нашли широкое применение в технике аэродинамического эксперимента. Одним из основных требований к подогревателю при использовании его в гиперзвуковой аэродинамической трубе является обеспечение широкого диапазона изменения давления, расхода газа и мощности подогревателя. Так, например, при подборе дугового подогревателя для гиперзвуковой аэродинамической трубы с диапазоном чисел М от 7—8 до 18—20 основные трудности связаны с необходимостью изменения расхода и мощности примерно на два порядка.

Из-за отсутствия достаточно точных методов расчета при проектировании дуговых подогревателей в основном опираются на экспериментально проверенные модели и на опыт исследования и эксплуатации натурных подогревателей. Трудности создания метода расчета рабочих характеристик дуговых подогревателей определяются сложностью происходящих в них процессов и отсутствием подробных сведений о физической картине течения в камере подогревателя. В частности, при проектировании подогревателей долгое время исходили из предположения о том, что в разрядной камере имеются четко ограниченные зоны холодного и горячего газа, разделенные зоной горения дуги (см., например. [1] и [2]). Исходя из таких представлений, узлы подогревателя, находящиеся в зоне холодного газа, не охлаждались, а некоторые детали (например изолятор) изготавливались из материалов, не выдерживающих высоких температур.

Однако уже на ранней стадии исследования подогревателей было обнаружено, что узлы, находящиеся в зоне холодного газа, нагреваются, а детали, изготовленные из оргстекла, резины, текстолита, подгорают и выходят из строя. Применение более теплостойких материалов позволило несколько расширить область рабочих режимов, но и в настоящее время тепловые нагрузки на неох-лаждаемые элементы существенно ограничивают возможности подогревателя.

Причиной выхода из строя неохлаждаемых деталей может быть нагрев как за счет излучения из зоны горения дуги, так и за счет конвекции. Известно (см. [3]), что интенсивное вращение дуги вызывает появление в дуговой камере

вторичных обратных токов, которые могут приникать из области горения дуги против основного направления движения холодного газа в район изолятора. Однако сведения о количественном соотношении лучистой и конвективной составляющих теплопередачи, а также о зависимости уровня тепловых потоков и температуры от основных параметров подогревателя отсутствуют.

Ниже приведены результаты исследования температуры в дуговой камере подогревателя со стороны подачи холодного газа. Основной целью работы было выяснение зависимости уровня температуры от режима работы подогревателя и его относительных размеров, а также поиск путей воздействия на течение в дуговой камере с целью снижения температуры нагрева неохлаждаемых элементов, тепловых потерь в целом и повышения устойчивости дуги.

Исследования проводились на подогревателе (фиг. 1) с центральным электродом 1 диаметром 40 мм, внешним электродом 2 диаметром 70 мм и десятью вариантами сверхзвуковых сопл 10, диаметр критического сечения которых

Фиг. 1

изменялся от 1,17 мм до 6 мм. Расстояние от изолятора 5 до зоны горения дуги /, изменялось от 300 мм до 400 мм. Электромагнитная катушка 3 включалась последовательно в цепь дуги. Для измерения температуры газа на выходе из подогревателя расходным методом на входе в подогреватель устанавливалось сверхзвуковое мерное сопло 4.

Для исследования распределения температуры по окружности камеры был использован обычный изолятор из оргстекла, препарированный четырьмя термопарами, размещенными на торце изолятора со смещением друг относительно друга на 90°, причем для измерения удельных тепловых потоков две термопары были заделаны в медные диски диаметром 3 мм и толщиной 2 мм.

Величины удельного теплового потока и температуры в районе подачи холодного газа измерялись с помощью специального насадка 7 с двумя калориметрическими датчиками, установленными так, что боковой датчик воспринимал лучистую энергию из зоны горения дуги, а торцевой — не воспринимал. Насадок устанавливался на расстоянии 3 мм от центрального электрода.

При исследовании теплонапряженных режимов корпус насадка 7 изготавливался из алюмонитрида бора, а изолятор из оргстекла защищался экраном из алюмонитрида бора 6.

В процессе испытаний показания термопар, ток дуги, напряжение на дуге, давление в разрядной камере и давление перед мерным соплом записывались на шлейфовых осциллографах.

Исследования проведены в следующем диапазоне изменения параметров подогревателя: ток дуги (/д) 170ч-1600 А, мощность, вложенная в дугу (Мд),

0,08-н0,8 мВт, давление воздуха в разрядной камере (рф) 6-н70-106 Па, расход воздуха ((3) 0,6-1-120 г/с, длительность пуска 5ч-180 с, напряженность магнитного поля катушки //=8,4-/д эрстед.

Испытания проводились в следующей последовательности: устанавливался заданный расход газа через разрядную камеру, включалась дуга и после установления стационарного режима (прекращение прироста температуры и давления) дуга выключалась.

На фиг. 2 приведена типичная осциллограмма одного из пусков (/Д = 810Л, d* — 2 мм, рф = 51 • 105 Па, L = 390 мм), некоторой показано изменение температуры датчиков насадка (7, фиг. 1) в процессе пуска. Осциллограмма разбита на четыре зоны, соответствующих различным физическим процессам.

Зона резкого нарастания температуры после зажигания дуги А, непредвиденная заранее, по-видимому, соответствует нагреву датчиков вследствие скачкообразного повышения температуры воздуха в дуговой камере, вызванному адиабатическим сжатием в момент зажигания дуги. Оценка тепловых потоков к датчикам, установленным в районе изолятора, в процессе адиабатического сжатия после зажигания дуги согласно методике работы [1] для случая N = 0,18—0,6мВт, G = 12 г/с, d* = 2,5 мм дала величину q = 1,3-!-3,3 кдж/м2с.

Измеренная в настоящих испытаниях при указанных выше параметрах величина теплового потока составила 0,8-4-5,5 кдж/м3с. Удовлетворительное согласие расчетных и экспериментальных данных подтверждает правильность предположения о наличии адиабатического сжатия в первоначальный момент после поджига дуги.

Зона В соответствует процессу стационарного прогрева температурных датчиков, зона С—процессу теплового равновесия, зона О — процессу остывания датчиков после выключения дуги.

В процессе испытаний измерялся прирост температуры воздуха в районе подачи газа после включения дуги. Однако, как показали измерения температуры газа, после включения подачи воздуха в подогреватель происходит понижение температуры в результате „дросселирования" газа в элементах подводящего тракта и в мерном сопле, причем отмечались режимы, при которых температура газа достигала минусовых значений по шкале Цельсия.

Явление „дросселирования” необходимо учитывать при эксплуатации гипер-звуковых труб с электродуговыми подогревателями, так как зачастую „горячие" испытания чередуются с „холодными" (без включения подогревателя); во время последних возможно замерзание воды в каналах охлаждения, что может привести к прогоранию теплонапряженных элементов при включении дуги.

Была проведена оценка распределения температуры вдоль разрядной камеры с помощью термоиндикаторных красок, которые были протарированы для работы при высоких давлениях. Испытания проводились на следующем режиме: = 4,17 мм, /д = 530—550 А, рф = 43—45-105 Па. Результаты всех испытаний хорошо согласуются друг с другом и с результатами измерений температуры датчиками. В районе горения дуги на камере и центральном электроде появляется черный налет, что исключает возможность определения точки цветоперехода

красок. Далее от района дуги к изолятору происходит спадание температуры от —400° С до — 30° С, причем изотермы на камере смещены в сторону изолятора по отношению к изотермам центрального электрода на 1-^1,5 калибра. Это вызвано, по-видимому, наличием вихревых конвективных токов из зоны горения дуги.

Как показали измерения (см., например, фиг. 2), разница в температурах, измеренных боковым и торцевым датчиками насадка, не превосходит 10% от измеряемой величины, причем, как правило, боковой датчик дает показания несколько выше, чем торцевой датчик. При некоторых запусках подогревателя отмечалась и обратная картина. Поворот бокового датчика в сторону изолятора не приводит к заметному уменьшению его показаний. Отсюда можно сделать вывод, что нагревание датчиков происходит за счет обратных конвективных токов из района горения дуги. Вклад излучения не играет существенной роли.

Испытания позволили выявить влияние различных параметров на процесс теплопередачи в дуговой камере.

Исследование симметрии температурных полей проводилось с помощью установленных на изоляторе датчиков и термоиндикаторных красок. На фиг. 3 для примера представлены результаты испытаний для варианта = 4 мм, /д = 300 А, давление воздуха перед включением дуги рф х = 3,7-105 Па. Датчики,

Фиг. 3

, Ь=39 • Рф.х=3'10*Ла * 10: п 19 Омм Уа

/ п • У / Ч ' (I^ 1,17мм ^-укмм

О 0,5 Ж, мгВт

Фиг. 4

расположенные на изоляторе (помечены треугольничками), дают несколько расходящиеся показания: светлые треугольнички располагаются выше темных. Это объясняется тем, что светлые треугольнички — это чистый спай термопары, а темные—это термопары, заделанные в медный диск диаметром 3 мм и толщиной 2 мм. Несимметрии температурных полей практически нет, т. е. разница в показаниях правого и левого датчика, верхнего и нижнего не превышает точ-лости измерений. Такие же результаты получены и с помощью термоиндикаторных красок. Разница показаний бокового и торцевого датчиков насадка (крестик и точка соответственно) несущественна.

Из этого же графика наглядно видно влияние расстояния от температурного датчика до головки центрального электрода Ь (т. е. до зоны горения дуги).

Из графика фиг. 4 видно влияние мощности, давления и диаметра критического сечения сопла на температуру в зоне подачи холодного газа. Температура растет пропорционально мощности и обратно пропорционально диаметру критического сечения сопла. Если при сопле с диаметром критического сечения 4 мм с ростом давления происходит падение температуры, то при <2* =1,17 давление практически не влияет на величину температуры.

Влияние безразмерной площади критического сечения сопла (/^—пло-

щадь зазора, в котором горит дуга) на температуру в разрядной камере представлено на графике фиг. 5. Из графика видно, что при уменьшении безразмерной площади ниже 2,5-10~3 (й*<2 мм) происходит резкое увеличение температуры.

Результаты измерений температуры можно обобщить с помощью параметра Ау/7* I, где ЛГд — мощность, вложенная в дугу; .Р* — отношение площади критического сечения сопла к площади дугового зазора; /. — расстояние от измеряемой точки до дуги, отнесенное к высоте дугового зазора (фиг. 6).

Как было показано выше, основной причиной нагревания неохлаждаемых элементов конструкции подогревателя являются обратные конвективные токи из зоны горения дуги, которые могут существенным образом изменить поле скоростей в дуговой камере, что приводит не только к недопустимому повышению температуры неохлаждаемых элементов и к излишним потерям тепла, но и к большой неравномерности обтекания дуги холодным потоком, что сказывается на устойчивости ее горения.

В связи с этим были проведены испытания, в которых сделаны попытки не только защитить наиболее уязвимые элементы дуговой камеры, но и воздействовать на интенсивность и область распространения обратных токов.

100

, II -390мм >^0}6мгВт

¥ 4 3

ю2

Л?

Фиг. 5

Д—испытания со вставками типа 8 с зазором 5=5 мм,

I — 250 мм;

А—тип 8, 6=1 мм, 1 = 250 мм;

—тип 9, 6=3,5 мм, /=250 мм;

И—тип 9, 5=0,5 мм; /—250 мм;

X—тип 9, 5 = 3,5 мм; /=150 мм

Фиг. 7

Г,К

3000

2000

15 N _ — -> мгВт

Фиг. 6

ії = 2,їмм-, і= 1д *700А У* / і Г ЗЬБмм/^  1 А*

•  О • А

10-10* рх,Ла

Фиг. 8. Обозначения те же, что и на фиг. 7

В камере подогревателя были установлены обтекатели, изготовленные из термостойкого электроизолятора, которые частично перекрывали проточную часть дуговой камеры и изменяли поле скоростей набегающего на дугу потока. На фиг. 1 схематично представлены исследованные обтекатели. Обтекатель 8 перекрывал выход обратным токам в зону изолятора и направлял струю холодного газа по поверхности центрального электрода. Обтекатель 9 перекрывал выход обратным токам и направлял струю холодного газа по поверхности внешнего электрода. Расстояние I от обтекателя до головки центрального электрода изменялось от 250 мм до 150 мм.

Результаты испытаний обтекателей приведены на фиг. 7 и 8. Точками помечены данные, соответствующие разрядной камере без вставок. Сплошными линиями помечен уровень температур без вставок и уровень со вставками типа 9.

13—Ученые записки ЦАГИ № 2

173

Как видно из фиг. 7, наибольшее снижение температуры дает обтекатель типа 9. В случае установки обтекателей в сечении / = 250 мм наилучшие результаты получаются с обтекателем типа 9 с наименьшим зазором. Следовательно, установка обтекателей в разрядную камеру подогревателя позволяет снизить температуру в зоне подачи холодного газа значительно ниже опасной границы (за опасную границу принята температура размягчения применяемых в подогревателях материалов, например, оргстекло и резина). Эта граница нанесена на обобщенный график фиг. 6.

Данные фиг. 7 еще раз доказывают, что нагревание конструкции в зоне подачи холодного газа происходит за счет обратных конвективных токов. Постановка обтекателя типа 8 (светлые треугольнички), полностью перекрывшего доступ излучению к калориметрическому насадку, не только не привела к снижению температуры, а дала увеличение температуры при давлениях больше 3-105 Па.

Следовательно, просто уменьшение проточной части камеры дугового подогревателя может дать даже отрицательный эффект. Нужно профилировать поток холодного газа таким образом, чтобы с максимальной скоростью обдувался внешний электрод подогревателя.

На фиг. 8 представлены результаты измерения среднемассовой температуры газа на выходе из подогревателя с помощью расходного метода (по отношению давления газа в камере подогревателя до и после поджига дуги). Обработка результатов измерений велась с помощью графиков из работы [4]. Постановка в камеру подогревателя обтекателя типа 9, локализующего зону конвективных токов в меньшем объеме, позволяет уменьшить тепловые потери и тем самым увеличить температуру нагрева газа на 15-5-20%. Причем эффект повышения температуры зависит от величины тока дуги. Чем выше ток, тем больший прирост температуры нагрева газа дает постановка обтекателя. Это, по-видимому, связано с зависимостью интенсивности обратных конвективных токов от скорости вращения дуги, определяемой величиной магнитного поля катушки, которая для исследованного варианта подогревателя включалась последовательно в цепь дуги.

Постановка обтекателя в разрядную камеру подогревателя дала и еще один положительный эффект: снизила приблизительно на одну треть уровень пульсаций напряжения на дуге. Практически полностью избавиться от пульсаций напряжения позволила постановка во внешний электрод кольцевой гафниевой вставки шириной 4 мм и толщиной 0,5 мм, которая располагалась в районе максимума осевой составляющей магнитного поля электромагнитной катушки подогревателя напротив головки центрального электрода. Это объясняется высокими термоэмиссионными свойствами гафния, что сдерживает перемещение катодного пятна вдоль внешнего электрода под действием конвективных токов.

В результате проведенных исследований получены следующие основные результаты.

Выяснено, что нагревание конструкции разрядной камеры подогревателя в районе подачи холодного газа происходит за счет обратных конвективных токов из зоны горения дуги.

Показано влияние основных параметров подогревателя и его относительных размеров на величину температуры в разрядной камере подогревателя, уровень которой в районе подачи холодного газа может достигать 400°С и выше, что накладывает более жесткие условия на конструкцию разрядной камеры подогревателя, чем это считалось до сих пор.

Показано, что профилирование проточной камеры подогревателя специальным образом позволяет значительно снизить тепловые потери в стенки разрядной камеры и повысить температуру нагрева газа.

ЛИТЕРАТУРА

1. Сафронов Л. А., Лебсак В. А. О нестационарных процессах в электродуговом подогревателе. „Известия СО АН СССР", сер. техн. наук, № 3, 1967.

2. Генераторы низкотемпературной плазмы. Под ред. В. М. Иевлева, М., „Наука", 1969.

3. Беспалов А. М. О нестационарном режиме двухкамерного электродугового подогревателя аэродинамической трубы. Труды ЦАГИ, вып. 1332, 1971.

4. Здункевич М. Д., Севастьянов Р. М., Зыков Н. А. Материалы к расчету газодинамических установок с высокими температурами торможения. Труды ЦАГИ, вып. 1165, 1969.

Рукопись поступила 2/1У 1973 г.