Теоретические и экспериментальные исследования процесса испарения жидкости при термовакуумном воздействии

3. Ахтулов А. Л., Леонова А. В., Ахтулова Л. Н. Методика оценки качества процессов проектирования сложных технических устройств // Омский научный вестник. 2013. № 3 (123). С. 87-91.

4. Головин Д. Л., Зыонг К. З. Обеспечение качества при технологическом проектировании сложных авиационных конструкций // Полет. 2007. № 11. С. 24-29.

5. Васильев В. А., Кобзарь А. И., Шолом А. М. Управление параметрами качества перспективных изделий ракетно-космической техники // Технология машиностроения. 2012. № 8. С. 61-65.

6. Пат. 2461890 Российская Федерация, МПК G 09 B 23/00. Способ моделирования процесса газификации остатков жидкого ракетного топлива в баках отделяющейся части ступени ракеты-носителя и устройство для его реализации / Трушляков В. И., Куденцов В. Ю., Лесняк И. Ю. [и др.]; № 2010141530/12; заявл. 08.10.10; опубл. 20.09.12, Бюл. № 26.

7. Рожаева К. А. Метод повышения качества проводимых научных исследований. Математическое моделирование // Стандарты и качество. 2015. № 1(931). С. 75. http://ria-stk.ru/stq/adetail.php?ID=88373.

8. Rozhaeva K. A. Evaporation of a Model Liquid / K.A. Rozhaeva et al. // Russian Engineering Research. 2017. Vol. 37, no 1. P. 1-4.

9. Rozhaeva K. A., Trushlyakov V. I. Developing a Test Stand to Verify Accuracy of Conducted Research at the Early Design Stages of Active Descent Systems of Spent Launcher Stages // Indian Journal of Science and Technology. 2016. Vol. 9(36). URL: http://www.indjst.org/index.php/indjst/article/view/102037.

УДК 536.24

ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЦЕССА ИСПАРЕНИЯ ЖИДКОСТИ ПРИ ТЕРМОВАКУУМНОМ ВОЗДЕЙСТВИИ

В. И. Трушляков1, А. В. Паничкин2, О. Л. Прусова1, К. И. Жариков1, М. М. Дронь1

'Омский государственный технический университет, г. Омск, Россия 2Институт математики им. С.Л. Соболева СО РАН, г. Новосибирск, Россия

DOI: 10.25206/2310-9793-2017-5-2-50-60

Аннотация - Разработана математическая модель процесса испарения модельной жидкости с граничными условиями свободной поверхности типа «зеркало» при термовакуумном воздействии и получены численные оценки параметров процесса испарения. Разработан экспериментальный стенд, включающий в себя вакуумную камеру, экспериментальную модельную ёмкость с подогревом, получены экспериментальные данные. Сравнительный анализ численных и экспериментальных результатов показал близкое совпадение.

Ключевые слова: термовакуумная сушка, испарение, теплоотдача, моделирование.

I. Введение

Метод термовакуумной сушки широко применяется в различных областях промышленности, например, в [1, 2] описаны метод и устройство для термовакуумной сушки влажного дисперсного сырья. Нагревание сырья происходит в емкости, в межстенном термоизолированном пространстве которой размещен резистивный нагреватель. В [3-6] приводятся способы вакуумной сушки и устройства для вакуумной сушки, применяемые в области пищевой, медицинской, микробиологической и химической отраслях промышленности. Нагревание осушаемого продукта происходит на подогреваемых полках блока нагревательных элементов. В [3-5] осуществляется кондуктивный нагрев подогреваемых полок. В [6] нагревательные элементы имеют внутренние полости, образующие коллекторы входа и выхода горячего теплоносителя.

Однако перечисленные методы используются для осушки пористого и дисперсного сырья. В [7] для осушки внутренних полостей трубопроводов до требуемой влажности предлагается первоначально вакуумировать, а затем продувать трубопровод предварительно осушенным газом. В [8] для осушки газопровода полость предварительно вакуумируют до давления от 0,2 до 0,005 кгс/см2, затем, поддерживая достигнутый вакуум, откачивают пары воды из полости газопровода до полного испарения водяной пленки. Окончательная осушка до заданной остаточной влажности происходит с помощью продувки полости газом, осушка которого осуществляется путем его расширения внутри осушаемой полости за счет поддерживаемого там вакуума.

В [9, 10] приведены результаты численного исследования влияния на процесс вакуумного замораживания капель различных параметров, таких как начальная температура, давление, плотность и диаметр капли, удельная теплоемкость и теплопроводность, давление в вакуумной камере. Дана оценка влияния перечисленных параметров на процессы охлаждения и замораживания капель. Отмечается, что процесс массопереноса на поверхности капли отличается для микрокапель (<100 мкм) и макрокапель (>1 мм).

В [11, 12] представлены результаты экспериментального и теоретического исследования процесса испарения - замораживания одной капли висячей воды в условиях глубокого вакуума.

Как видно из вышеприведённого, процесс осушки емкостей, трубопроводов с помощью вакуумирования путем испарения водяной пленки получил в настоящее время широкое применение. Однако теоретические и экспериментальные исследования проводились только для отдельной капли жидкости. Ниже рассматриваются теоретические и экспериментальные исследования процесса испарения с поверхности слоя модельной жидкости (МЖ) на примере воды для граничного условия типа «зеркало» (водяная плёнка) в условиях понижения давления и теплового нагружения. Эффективность процесса испарения предлагается оценить соотношением массы испарившейся МЖ и энергии, затраченной на испарение.

II. Постановка задачи

Исследование процесса испарения МЖ, находящейся в экспериментальной модельной ёмкости (ЭМЕ) в условиях пониженного давления, реализуемого в вакуумной камере (ВК), и температурного воздействия предполагает следующую физико-математическую модель.

В начальный момент t0 МЖ с объёмом VW и температурой TW, находящаяся в ЭМЕ, помещена в ВК объёмом VV и температурой воздуха TV с граничным положением свободной поверхности МЖ в виде «зеркала» площадью S0. ЭМЕ в виде ванны (рис. 2) с массой mS (объемом VS плотностью pS) для размещения МЖ и возможностью подогрева МЖ. Начальное давление воздуха в ВК соответствует атмосферному Pa с парциальным давлением водяного пара Pp при соответствующих массах сухого воздуха ma и модельной жидкости mp. Откачивание воздуха из ВК задается в виде непрерывной функции элемента объема dV за время dt.

В процессе откачивания воздуха со скоростью откачки dV/dt из ВК от момента времени t1 до t2 = t1 + dt с его объемным увеличением с V1 до V2 = V1 + dV будет происходить одновременное уменьшение в нем давления с Pi до P2, температуры с Ti до T2 и плотности с pvi до pv2. Предполагается, что откачиваемая доля объема воздуха dV получает такие же изменения параметров, как и остающийся в ВК объем воздуха VV, т.е.

P2 = Pi - dP; T2 = Ti - dT; Pv2 = pvi - dpv.

Плотность смеси сухого воздуха массой ma и водяного пара массой mp определяется как

Pv=

где объем ВК VV остается постоянным по времени и V1 = VV.

При слабых внешних и внутренних теплообменах процесс откачивания можно считать адиабатическим с коэффициентом адиабаты для атмосферного воздуха и паров воды k=1.4, и для него справедливы формулы [13]

PV* = PVk =

T vk-i = Tyk- =

В процессе испарения МЖ от t1 до t2 = t1 + dt со скоростью dmp/dt на величину dmp давление в ВК достигает величины

m m + dm„

P2 =

Ha Hp

где R0 = 8.314 Дж/(мольК) - газовая постоянная; = 0.02897 кг/моль и цр = 0.01802 кг/моль - молярные массы сухого воздуха и водяного пара. При этом температуры и давления в (4) связаны соотношением

Tk / Tk = P*-1 / Pk-1 = const,

из которого и из (3) определяется температура

T = T + dT = [

H2 Hn

с последующей подстановкой в (4) для определения P2.

Плотность (1) на момент времени ^ с массой сухого воздуха и пара МЖ, для момента t2 будет

Pv2=

откуда будут следовать массы сухого воздуха ma и пара МЖ mp на момент времени t2, которые останутся в объеме VV В К

та2 = тл¥у ¡{Уг + аУ); тр2 =

Для моделирования процесса испарения МЖ на границе с воздухом используются зависимости от температур и давлений, а также других параметров, характеризующих жидкость и воздушную среду. Известно, например, что зависимость скорости испарения с поверхности от температуры жидкости TW имеет вид [13, 14]

ЪТ) = Vw

где Т0 - температура замерзания (К); М - молярная масса жидкости (кг/моль); Ь - удельная теплота испарения (Дж/кг); Я0 - универсальная газовая постоянная (Дж/(кгК)).

Для моделирования скорости процесса испарения с единичной площади (кг/(м2 с)) используется формула в виде

Ww

где К1 - коэффициент состояния испаряемой поверхности МЖ (спокойная типа «зеркало» или волнообразная) и движения воздушной среды (кг/(Па м2 с)); РW - парциальное давление насыщения испаряемой МЖ при ее текущей температуре Тш (Па); Рл - парциальное давление пара МЖ в воздухе (Па); Р0 - начальное атмосферное давление (Па); Р- текущее давление в ВК (Па); q - степень пропорциональности для данной МЖ (0.66^1.18). Для спокойного воздуха в ВК значение К1 в соответствии с [15] принимается равным 1.3910-9 кг/(Па- м2с). Для учета конденсации МЖ рассматривается формула скорости, подобная (10), с парциальным давлением насыщения PV при температуре воздуха Т-у

Р

Wv

ВК будем рассматривать в виде следующих областей (рис. 1): Ж0 - ЭМЕ; - область, занимаемая пленкой жидкости в ЭМЕ; - воздушная среда в ВК; - стенки ВК. Между этими областями будет моделироваться тепло- и массообмен при заданных параметрах, как масса т1, теплоемкость Ср1, теплопроводность А1, плотность р1 (1 = 0, 1, 2, 3 для подложки, жидкости, воздуха и стенки корпуса ВК соответственно) и начальных температурах Тд , Тда , XV, Тк.

Рис. 1. Область численного моделирования в ВК с распределением температуры на момент времени t = 900 с: 1 - ЭМЕ (^0); 2 - плёнка (зеркало) жидкости 3 - воздух (W2); 4 - стенки корпуса ВК ^3); 5 - изолинии температур (при проведении предварительных оценок на данном этапе исследований скорости

воздуха и жидкости не учитывались ввиду их малости)

Будем полагать, что в начальный момент t0 = 0 в ВК и снаружи ее задано атмосферное давление P0 = 101323.2 Па с определенным процентом влажности МЖ

C = lOOP-Pp)/ Ppn,

где Ppn(TV) - парциальное давление насыщения воздуха жидкостью; Pp=(mp/^p)R0TV/VV - парциальное давление пара МЖ в воздухе; mp- масса пара жидкости в воздухе; = 0.01802 кг/моль - молярная масса пара;

R0 = 8.314 дж/(мольК) - универсальная газовая постоянная.

Значение Ppn(TV) определяется таблично и при TV= 20 °С равно 2338.43 Па.

Таким образом, формулируется начально-краевая задача испарения теплопроводной вязкой несжимаемой жидкости из ЭМЕ и откачке вязкого теплопроводного воздуха из прямоугольной области со стенками толщиной h, длиной L0 в двумерной постановке.

III. Уравнения теплопереноса

Будем рассматривать двумерную задачу в одном сечении ВК, учитывая размеры ЭМЕ по ширине, с определенными граничными условиями при скорости истечения воздуха А VV (м3/с) и уменьшением внутреннего давления воздуха PV и температуры TV согласно уравнениям (4)-(6).

Для численного моделирования теплообмена в каждой из областей W0, W1, W2, W3 уравнения теплопереноса для определенной среды (воздуха, жидкости, твердого тела) [13]

dT

-+

dt

где V = V (u,v) - вектор скорости движущейся среды (только для воздуха и жидкости); T - температура среды; X - коэффициент температуропроводности среды (K = XCpр - коэффициент теплопроводности среды).

Для моделирования тепломассопереноса определим следующие размеры областей в метрах: W0 = [0.372, 0.384]x[0.050, 0.052]; W1 = [0.372, 0.384]x[0.052, 0.053]; W2 = [0.018, 0.738]x[0.018, 0.762] - W0 - W1; W3 = [0.000, 0.756]x[0.000, 0.780] - W0 - W1 - W2.

Для уравнения теплопроводности (13) используются условия сохранения тепловых потоков из одних областей в другие [13].

Обозначим размеры ВК по оси x: x0=0 м, x1=0.018 м, x2=0.372 м, x3=0.384 м, x4=0.738 м, x5=0.756 м; размеры по осиy: y0=0 м, y1=0.018 м, y2=0.050 м, y3=0.052 м, y4=0.053 м, y5=0.762 м, y6=0.780 м.

На границах областей W0, W1, W2, имеющих соответствующие коэффициенты теплопроводности K0=X0 Cp0 р0, K1 =X1 Cp1 р1, K2=X2 Cp2р2, между собой будут учитываться условия сохранения тепловых потоков в виде:

^ dT dT dT dT

dy dy dy dy

6T 6T

Ki —

dt dy

На границах области W2 с теплопроводным корпусом ВК при коэффициенте теплопроводности K3=X3Cp3p3 для T принимаются следующие условия, подобные (14):

ТуГ dT ТуГ dT . 4 . ^ dT, _ . ^ dT, 4 .

K3^~ (xi ,y) = K2^~ (xi ^Л K2^~ (х_ ,y) = K3 TT" (х4 ,У), yi < у < Уз ,

dx dx dx dx

Tx(x04) = 0, T(x y_) = 0, Xo < x < x5,

Tx

В начальный момент времени t = 0 задаются температура во всех расчетных областях и давление воздуха с парциальным давлением пара МЖ с дальнейшим расчетом на интервале времени [0,t ] до критического t, когда будет наступать замерзание МЖ (в математической модели не использован процесс замерзания МЖ).

IV. Постановка экспериментальных исследований

1. Подготовительные эксперименты:

- отработка измерительного комплекса экспериментального стенда (датчики температуры, давления);

- отработка системы создания вакуума (вакуумный насос, пневмоклапаны, соединительная и запорная арматура, датчик давления);

- отработка отдельных элементов программы экспериментов (фиксация времени испарения заданной массы модельной жидкости и т.д.).

2. Основные эксперименты в ВК:

- определение времени испарения заданной массы МЖ с нагревом и без нагрева;

- измерение массы МЖ до и после эксперимента;

- измерение температуры МЖ, в ЭМЕ, парогазовой смеси и давления в ВК.

На рис. 2 приведена принципиальная структурная схема экспериментального стенда для проведения исследований процесса испарения МЖ при термовакуумном воздействии. Измеряемые параметры процесса испарения МЖ:

- температура МЖ (К);

- давление в ВК (Па);

- время испарения (сек),

- мощность, затраченная на испарение заданной массы МЖ (Вт).

Рис. 2. Схема экспериментального вакуумного стенда: 1 - вакуумная камера; 2 - ЭМЕ; 3 - нагревательный элемент; 4 - МЖ; 5, 6 - термопары; 7 - датчик давления; 8 - вентиль; 9 - фильтр; 10 - вакуумный насос

V. Результаты тестового расчета

Были проведены численные расчеты в соответствии с (12) - (15) с откачиванием воздуха из ВК объемом V = 0.463 м3 со скоростью ё¥/Ж = 0.0065 м3^ при использовании модели испарения МЖ по формулам (10) -(11) и модели изменения газодинамических величин по уравнениям (1) - (8).

В формуле (10) для граничного условия испаряемой поверхности МЖ «зеркало» использовались коэффициент 1.3910-8 кг/(Пам2с) и степень пропорциональности q = 1.18.

Был проведен расчет параметров теплообмена по уравнениям (13) - (15) с применением алгоритмов на основе экономичных разностных схем [16].

По разработанному программному продукту [16] было проведено численное моделирование тепломассопе-реноса с поверхностным испарением МЖ в процессе уменьшения атмосферного давления в ВК.

При использовании расчетной сетки с N = 80 и N = 80 был проведен тестовый расчет трех вариантов испарения МЖ в ВК с объемами МЖ 5.0 мл, 10.0 мл и 20.0 мл, которые составили начальные уровни жидкости в ванночке 0.2 мм, 0.4 мм и 0.8 мм соответственно.

На рис. 1 показана картина изолиний температур, характерная для теплообмена с объёмом 20.0 мл при скорости откачки V = 6.5 л/с на момент времени 900с.

Расчеты для данных трех вариантов с объемами МЖ 5.0 мл, 10.0 мл и 20.0 мл без применения подогрева были проведены до моментов времени 360 с, 600 с и 900 с соответственно. Для данных моментов времени уровень МЖ (И) и температура (Т) при начальной влажности воздуха 0% в камере составили следующие значения:

И: 0.094 мм, 0.140 мм, 0.223 мм;

Т: 270.9 ^ 271.2 ^ 271.4 ^

Аналогичные данные были получены для влажности воздуха 100% в камере:

И: 0.097 мм, 0.143 мм, 0.226 мм;

Т: 271.3 ^ 271.6 ^ 271.6 ^ что свидетельствует о большем испарении МЖ при меньшей начальной влажности ее в ВК.

VI. Сравнение численных и экспериментальных результатов В ходе проведения расчетов и экспериментов были получены следующие зависимости температуры МЖ (рис. 3, 4) и давления в ВК (рис. 5, 6) от времени процесса. На рис. 7 приведены результаты испарения МЖ по времени, из которых следует, что с подогревом МЖ начинает сильнее испаряться после 200 с и соответствует замеренным значениям оставшейся массы МЖ на момент замерзания.

На рис. 8 приведены зависимости изменения работы откачивающего насоса ВК и всей энергии газа и МЖ от времени процесса без нагрева МЖ. В табл. 1 показано сравнение затрачиваемой полезной энергии от работы насоса мощностью 500 Вт без нагрева и с нагревом МЖ плиткой мощностью 3.57 Вт на откачивание воздуха и испарение МЖ. Расчеты показали, что на моменты замерзания затраты составили 167179Дж и 177146Дж соответственно для этих двух экспериментов.

На рис. 9 и 10 показаны зависимости изменения массы и парциального давления пара в емкости от времени процесса без нагрева и с нагревом МЖ.

Температура МЖ

300

295

290

£285 ру

тар280 ре

§ 275 еТ

270

265 260

♦ эксперимент

100 200

расчет 0% влажность

300 400

расчет 100% влажность

500 Время, сек.

Рис. 3. Зависимость температуры МЖ от времени

0

Температура МЖ

0

♦ эксперимент

100 200 ^—расчет 0% влажность

300 400

расчет100% влажность

500

Время, сек.

Рис. 4. Зависимость температуры МЖ от времени

♦ эксперимент расчет 0% влажность расчет 100% влажность Время, сек.

Рис. 5. Зависимость давления от времени

120000

100000

80000

60000

40000

20000

Давление

100

200

300 400

♦ эксперимент

расчет 0% влажность

расчет100% влажность

500

Время, сек.

Рис. 6. Зависимость давления

0

0

Рис. 7. Зависимость массы МЖ в ЭМЕ от времени

ТАБЛИЦА 1

ВЕЛИЧИНА ПОЛЕЗНОЙ РАБОТЫ ОТКАЧИВАНИЯ НАСОСОМ И ПОДОГРЕВА ПЛИТКОЙ ПРИ НАЧАЛЬНОЙ ВЛАЖНОСТИ 0% И 100%

Время /, сек Величина работы откачивания насосом и подогрева МЖ, Дж

без подогрева подогрев - 3.57 Вт

Влажность 0% Влажность 100% Влажность 0% Влажность 100%

100 31427.0 31434.0 29849.0 29854.0

200 77455.0 77457.0 74292.0 74290.0

300 122893.0 122868.0 118665.0 118617.0

400 1672565.0 167175.0 162223.0 162080.0

500 211122.0 210994.0 205009.0 204759.0

600 254880.0 254691.0 243102.0 242328.0

Работа Энергия внутри Потери энергии Время, сек.

Рис. 8. Зависимость изменений работы и всей энергии газа и МЖ от времени

Из приведенных результатов в табл. 1 следует, что введение подогрева МЖ приводит к уменьшению суммарных затрат энергии: при добавлении энергии нагрева в размере ~ 2000 Дж произошло снижение общих затрат на ~ 12000 Дж.

Для данного сочетания параметров воздействий (нагрев и вакуумизация) влияние влажности несущественно.

Таким образом, существует оптимальное соотношение энергозатрат на создание вакуума и подогрев.

Для иллюстрации этого явления предлагается пример со следующими исходными данными: при уменьшении энергозатрат на порядок для откачивания воздуха и увеличении на порядок энергозатрат для нагрева количество испарившейся жидкости увеличилось в три раза при уменьшении общих энергозатрат в шесть раз.

Если ввести критерий /Ее = К, то для расчета в табл.1 этот коэффициент К1 = 16,37 г/(МДж), а для последнего примера К2 = 220,94 г/(МДж).

VII. Обсуждение полученных результатов

Наличие расхождений между экспериментальными и расчетными результатами по температуре на 2-3 К после 200 с, по давлению до 15 % около 100 с по времени можно объяснить следующим образом. При численном моделировании уровень МЖ в ЭМЕ имеет равномерную толщину, а в натурном эксперименте МЖ принимает неравномерную толщину с образованием отдельных капель и с отдельным вскипанием (рис. 11, а). К 400-440 секундам (без подогрева и с подогревом) в эксперименте местами происходит повышенное испарение с последующим образованием льда (рис. 11, б). Это приводит к выделению некоторого количества теплоты при обледенении, что наблюдается на графиках: сначала с резким снижением температуры МЖ, а потом с последующим всплеском повышения ее.

а) б)

Рис. 11. Фазовые переходы МЖ в ЭМЕ во время экспериментов: а - испарение; б - замерзание; 1 - жидкость; 2 - лед

В районе 100 с происходит повышение давления, вызванное более активным испарением МЖ. Это также можно объяснить неравномерной толщиной слоя МЖ из-за активного ее испарения и выкипания. Там, где слой тоньше, испарение идет быстрее, давление повышается, а температура немного падает.

В численных расчетах такого эффекта не происходит в силу равномерной толщины МЖ: значение температуры МЖ плавно снижается к нулю, а давления - до 400 Па. При этом в экспериментах и расчетах наступление нулевой температуры и давления 400 Па происходит практически в одно время (~520с).

В результате экспериментов без подогрева масса испарившейся МЖ составила 2,15 г (21,5 % от первоначальной массы). При проведении экспериментов с подогревом масса испарившейся жидкости равна 2,9 г (29 % от первоначальной массы).

Мощность, затраченная на испарение данной массы МЖ, без подогрева равна 86,2 Вт, с подогревом - 89,6 Вт.

В обоих случаях (без подогрева и с подогревом) в конце эксперимента произошло замерзание МЖ. В эксперименте без подогрева - при 613 Па и температуре модельной жидкости 275 К, с подогревом - при 573 Па и температуре модельной жидкости 273 К. Это объясняется низкой температурой МЖ и пониженным давлением в ВК.

Таким образом, недостатком применения вакуумного насоса для вакуумной сушки является постоянное понижение давления в ВК, что приводит к замерзанию МЖ. Вакуумный насос не позволяет управлять изменением давления.

Для поддержания постоянного пониженного давления на определенном уровне предлагается использовать вихревую трубу, принцип действия которой основан на эффекте Ранка-Хильша [17]. При этом можно использовать противоточную вихревую трубу, методика расчета которой апробирована в [18].

VIII. Выводы и заключение

1. Разработана математическая модель процесса испарения модельной жидкости с граничными условиями свободной поверхности типа «зеркало» при термовакуумном воздействии и получены численные оценки параметров процесса испарения.

2. Разработан экспериментальный стенд, включающий в себя вакуумную камеру, экспериментальную модельную ёмкость с подогревом. Проведены экспериментальные исследования.

3. Сравнительный анализ численных и экспериментальных результатов показал близкое совпадение.

4. Недостатком использования вакуумного насоса для испарения модельной жидкости является невозможность управления давлением внутри вакуумной камеры, поэтому в перспективе предлагается рассмотреть вихревую трубу для получения вакуума.

Источник финансирования

Исследования проводились при поддержке гранта Минобрнауки России «Повышение экологической безопасности и экономической эффективности ракет-носителей с маршевыми жидкостными ракетными двигателями» № 9.1023.2017/ПЧ.

Список литературы

1. Пат. 2315928 Российская Федерация, МПК Б 26 В 9/06. Устройство для термовакуумной сушки / Кутовой В. А. № 2005124594/06; заявл. 03.08.2005; опубл. 27.01.2008, Бюл. № 3.

2. Кутовой В. А., Казаринов Ю. Г., Луценко А. С., Николаенко А. А., Кошельников В. М. Энергосберегающий метод подготовки твердого топлива к сжиганию // Энергосбережение. Энергетика. Энергоаудит. 2013. № 8 (114). С. 61-66.

3. Пат. 2299385 Российская Федерация, МПК Б 26 В 9/06. Устройство вакуумной сушки и способ вакуумной сушки / Ермаков С. А. № 2005137901/06; заявл. 05.12.2005; опубл. 20.05.2007, Бюл. № 14.

4. Пат. 2121638 Российская Федерация, МПК Б 26 В 9/06. Способ вакуумной сушки материалов и устройство для вакуумной сушки материалов / Шабетник Г. Д. № 97110573/06; заявл. 26.06.1997; опубл. 10.11.1998.

5. Пат. 2295681 Российская Федерация, МПК Б 26 В 9/06. Способ и устройство энергосберегающего обезвоживания и сушки в вакууме / Ковалев Л. К., Ковалева Н. Л. № 2005114828/06; заявл. 17.05.2005; опубл. 20.03.2007, Бюл. № 8.

6. Пат. 2246079 Российская Федерация, МПК Б 26 В 5/04. Способ низкотемпературного вакуумного обезвоживания материалов и устройство для его осуществления / Ковалев Л. К., Ковалева Н. Л. № 2003123078/06; заявл. 28.07.2003; опубл. 10.02.05, Бюл. № 4.

7. Пат. 2272974 Российская Федерация, МПК Б 26 В 5/04. Способ осушки полости трубопроводов и устройство для его осуществления / Губанок И. И., Дубинский В. Г., Егоров И. Ф., Усошин В. А., Усенко М. И., Энде-ка Ю. С. № 2004117761/06; заявл. 15.06.2004; опубл. 27.03.2006, Бюл. № 9.

8. Пат. 2300062 Российская Федерация, МПК F 26 B 5/04. Способ и устройство осушки газопроводов / Наумейко В. А., Наумейко С. А., Наумейко А. А. № 2005137641/06; заявл. 02.12.2005; опубл. 27.05.07, Бюл. № 15.

9. Zhang Z., Zhang Y., Zhao L., Zhang W., Zhao S. Parameter Sensitivity of the Microdroplet Vacuum Freezing Process // Mathematical Problems in Engineering. 2015. Vol. 2015, Article ID 370159, 8 pages.

10. Zhang Z., Gao J., Zhang S. Heat and Mass Transfer of the Droplet Vacuum Freezing Process Based on the Diffusion-controlled Evaporation and Phase Transition Mechanism // Scientific Reports. 2016. Vol. 6, no. 1.

11. Du W.-F., Zhao J.-F., Li K. Experimental study on thermal-dynamical behaviors of liquid droplets during quick depressurization // Journal of Engineering Thermophysics. 2012. Vol. 33, no. 8. Р. 1349-1352.

12. Shin H. T., Lee Y. P., Jurng J. Spherical-shaped ice particle production by spraying water in a vacuum chamber // Applied Thermal Engineering. 2000. Vol. 20, no. 5. P. 439-454.

13. Френкель Я. И. Кинетическая теория жидкостей. М.: Наука, 1975. 592 с.

14. Чечёткин А. В. Высокотемпературные теплоносители. М.: Энергия, 1971. 496 с.

15. Zakharevich A. V., Velikanov V. D., Vympin E. A. The ignition fragment wood heated to a high temperature of the plate // MATEC Web of Conferences. 2015. Vol. 23: Heat and Mass Transfer in the Thermal Control System of Technical and Technological Energy Equipment.

16. Паничкин А. В., Варепо Л. Г. Численный расчет свободного движения малого объема вязкой несжимаемой жидкости между вращающимися цилиндрами // Вычислительные технологии. 2013. № 2. С.62-71.

17. Коркодинов Я. А., Хурматуллин О. Г. Применение эффекта Ранка-Хильша // Вестник Пермского национального исследовательского политехнического университета. Машиностроение, материаловедение. 2012. Т. 14, № 4. С. 42-54.

18. Кузнецов В. И., Макаров В. В. Вихревая труба: эксперимент и теория. Омск: Изд-во ОмГТУ, 2016. 239 с.

УДК 533.6.011.6:629.784

ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ТЕПЛОВОГО НАГРУЖЕНИЯ ОТДЕЛЯЮЩИХСЯ ЭЛЕМЕНТОВ КОНСТРУКЦИЙ РАКЕТ НА АТМОСФЕРНОМ УЧАСТКЕ ТРАЕКТОРИИ ИХ СПУСКА

В. И. Трушляков, К. И. Жариков, М. М. Дронь, Ю. В. Иордан, Д. Ю. Давыдович

Омский государственный технический университет, г. Омск, Россия

DOI: 10.25206/2310-9793-2017-5-2-60-66

Аннотация - Предложена концепция повышения безопасности ракетно-космической деятельности, на примере сжигания отделяющихся элементов конструкции ракет. В основе концепции лежит реализация аэродинамического нагрева с подводом дополнительной теплоты в виде пиротехнических средств. Проведена постановка задачи исследования теплового нагружения отделяемого элемента конструкции при движении на атмосферном участке траектории спуска. Описана математическая методика определения аэродинамического притока и оттока тепла на примере спускаемой формы отделившихся элементов конструкции ракет - конус и цилиндр. Определена область высотных параметров для реализации предложенной концепции.

Ключевые слова: головной обтекатель, аэродинамика, аэродинамический нагрев, теплообмен.

I. Введение

Падение створок головных обтекателей (ЭК) в выделенные районы поверхности Земли служит источником экономических и экологических проблем. После отделения от ракетоносителя (РН) створки головного обтекателя не сгорают в атмосфере ввиду стохастического характера движения, и для них требуется выделение значительных площадей районов падения, которые в 3-5 раз превышают площади районов падения отработанных ступеней РН.

Расчет программы управления выведением РН для обеспечения падения ЭК в выделенные районы приводит к существенному снижению массы выводимого полезного груза (до 10%). Стоимость послепусковых мероприятий, связанных с выводом из хозяйственного оборота указанных территорий, поиском, разделкой, вывозом ЭК, их утилизацию, достигает 5% и выше от стоимости пуска, причем проблема усугубляется расположением этих районов в различных административно-территориальных регионах.