русс | укр

Языки программирования

ПаскальСиАссемблерJavaMatlabPhpHtmlJavaScriptCSSC#DelphiТурбо Пролог

Компьютерные сетиСистемное программное обеспечениеИнформационные технологииПрограммирование

Все о программировании


Linux Unix Алгоритмические языки Аналоговые и гибридные вычислительные устройства Архитектура микроконтроллеров Введение в разработку распределенных информационных систем Введение в численные методы Дискретная математика Информационное обслуживание пользователей Информация и моделирование в управлении производством Компьютерная графика Математическое и компьютерное моделирование Моделирование Нейрокомпьютеры Проектирование программ диагностики компьютерных систем и сетей Проектирование системных программ Системы счисления Теория статистики Теория оптимизации Уроки AutoCAD 3D Уроки базы данных Access Уроки Orcad Цифровые автоматы Шпаргалки по компьютеру Шпаргалки по программированию Экспертные системы Элементы теории информации

Описание математической модели теплового режима негерметичных КА , в частности крупногабаритных.


Дата добавления: 2013-12-23; просмотров: 2750; Нарушение авторских прав


 

Рассмотрим подробнее схематично охарактеризованный на предыдущей лекции методический подход к решению задачи определения поля температур в КА.

Введем следующие обозначения :

- температура ( в ) ;

- плотность теплового потока () ;

- подстрочные индексы, характеризующие номера граней или элементарных площадок, расположенных в центре соответствующей грани;

- степень черноты ;

w - подстрочный индекс, относящийся к параметрам внешней поверхности ;

- постоянная Стефана-Больцмана ;

- солнечная постоянная ;

- поглощательная способность внешней поверхности теплоизоляции по отношению к солнечному излучению ;

- локальный угловой коэффициент ;

- подстрочный индекс, относящийся к плотности эффективного потока излучения ;

- подстрочный индекс, относящийся к плотности поглощаемого потока излучения ;

- экранно-вакуумная теплоизоляция ;

- функция, характеризующая теплоизоляционные свойства экранн- вакуумной теплоизоляции ;

- плотность специально подводимого к i-ому элементу теплового потока, например, с помощью электронагревателей ;

- суммарный тепловой поток, подводимый к системе и рассеиваемый, следовательно, ею ;

- удельное термическое сопротивление теплоизоляции ;

- удельная теплоемкость и плотность материала элемента КА ;

- время ;

- число экранов в пакете;

 

Численно-аналитический метод определения угловых коэффициентов

 

При рассмотрении радиационного теплообмена в геометрически сложных системах расчет угловых коэффициентов должен осуществлять с учетом возможного взаимного затенения участвующих в теплообмене поверхностей. Учет возможного взаимного затенения осуществляется следующим образом:

Участвующие в лучистом теплообмене поверхности исследуемого объекта как уже отмечалось выше заменяются многогранными поверхностями с треугольными гранями. Число граней ( ) у той части поверхности объекта, для которой осуществляется расчет распределения локальной плотности падающих лучистых потоков, должно быть достаточно большим, чтобы в пределах каждой грани величину можно было бы считать постоянной величиной и, кроме того, можно было бы достаточно точно учесть эффект возможного взаимного затенения. Другие поверхности объекта, которые являются потенциальными затенителями для рассматриваемой его части, могут аппроксимироваться многогранными поверхностями с небольшим числом граней. Главное, чтобы аппроксимирующая поверхность создавала такой же затеняющий эффект для рассматриваемой части объекта, как и реальная поверхность. Аппроксимацию можно осуществить задав в какой-то удобной системе координат координаты характерных точек, которые станут вершинами треугольных граней.



Для каждой из граней определяются направляющие косинусы нормалей и координаты центральных точек . В качестве этих точек принимаются точки пересечения медиан. Процедуры нумерации граней, определения направляющих косинусов их нормалей и определения координат центральных точек весьма упрощается, если точки на поверхности задавать в виде рядов точек с одинаковым числом в каждом ряде.

Аппроксимация поверхностей исследуемого объекта многогранными поверхностями создает предпосылки для эффективного использования при расчете угловых коэффициентов между треугольными гранями метода контурного интегрирования дифференциального углового коэффициента. К числу этих предпосылок можно отнести то, что в любом случае для других целей будут вычисляться направляющие косинусы нормалей граней, координаты вершин граней и координаты их центральных точек. При этом вычислительный алгоритм для имеет весьма простой вид и его реализация требует относительно небольших затрат компьютерного времени. Допустим, например, что нормаль центральной элементарной площадки -ой грани имеет направляющие косинусы , а координатами центральной точки этой площадки являются , тогда

+ + (1)

где , - контур -ой грани - треугольника с известными координатами вершин; - текущие координаты контура - сторон треугольника. Заметим, что угловой коэффициент между -ым элементом и -той гранью не равен 0 только в том случае, когда косинус угла между нормалями -ой и -ой граней имеет положительный знак, а также когда между этими гранями нет экранирующих поверхностей, то есть нет затенения.

Однако, прежде чем воспользоваться рекомендуемым для вычисления выражением, необходимо решить вопрос о наличии или отсутствии экранирования тепловоспринимающего элемента от излучения, исходящего от -ой грани. Если экранирование имеет место, то очевидно, что = 0. Если экранирование отсутствует, то вычисляется в соответствии с приведенными выше рекомендациями. Вопрос о наличии или отсутствии экранирования решается следующим образом. Определяются точки пересечения вектора с плоскостями всех граней, которые могут экранировать излучение, испускаемое -ой гранью в направлении -ой грани. При этом вектор - вектор, имеющий начало в центральной точке -ой грани, а конец - в центральной точке -ой грани. Если точка пересечения вектора с плоскостью грани окажется в пределах соответствующей грани, то можно сделать вывод о том, что затенение имеет место. Если точка пересечения окажется вне пределов соответствующих граней (треугольников), то это является свидетельством отсутствия затенения.

Для составления алгоритма решения задачи обнаружения взаимной затеняемости граней запишем в системе координат уравнение прямой, проходящей через центральные точки -ой и -ой граней ( точки и ). Тогда уравнение прямой, проходящей через две заданные точки и , можно записать в координатной форме :

, (2)

где - параметр.

Составим теперь уравнение плоскости интересующей нас грани многогранной поверхности. Допустим, что грань ограничена точками , , . В этом случае уравнение плоскости, проходящей через три заданные точки, можно записать следующим образом :

= (3)

Раскрывая стоящий в левой части уравнения (3) определитель 3-его порядка, приведем это уравнение к общему виду, т.е. к виду

( 4 )

Для данного случая : ,

,

,

. (5)

Определим координаты токи пересечения рассматриваемых прямой и плоскости. Значение параметра , соответствующего точке пересечения прямой и плоскости выражается через координаты точек с помощью известного в курсе аналитической геометрии соотношения :

, (6)

а координаты точки пересечения, следовательно, определяются совокупностью следующих выражений :

(7)

Чтобы выявить, находится ли точка пересечения в пределах отрезка , сравним сумму расстояний от точки до точек и с расстоянием между точками . При этом : ,

, (8)

.

Если , то это означает, что плоскость грани пересекается с прямой за пределами отрезка . Затенения в этом случае нет. Если , пересечение есть, но определенно можно говорить лишь о пересечении отрезка только с плоскостью грани.

Чтобы выяснить, находится ли точка пересечения в пределах анализируемой грани, ограниченной сторонами , , , сопоставим площадь треугольника с суммой площадей треугольников , , . В случае равенства отмеченной суммы величине площади треугольника , можно утверждать, что точка пересечения находится в пределах рассматриваемой грани или на ее границе. Если сумма площадей окажется больше , пересечения с гранью нет и, следовательно, затенения тоже нет. Что касается того случая, когда точка пересечения находится на сторонах треугольника, то он имеет место для всех граней с одной вершиной, совпадающей с центром рассматриваемого тепловоспринимающего элемента. Поэтому при реализации данной методики выявления затенения в программе для компьютера необходимо учитывать данное обстоятельство, исключая, например, из рассмотрения отмеченные грани.

Величины сопоставляемых площадей можно определить, исходя из геометрического смысла векторного произведения векторов, выходящих из какой-то вершины треугольника и оканчивающихся в двух других вершинах этого треугольника, например, векторов и . Векторное произведение этих векторов , как известно, можно представить в виде определителя 3-го порядка, 1-ую строку которого образуют орты , а вторую и третью строки - координаты перемножаемых векторов.

Координаты вектора, равного векторному произведению векторов, можно определить, раскрыв приведенный определитель по элементам 1-ой строки. Вычислив корень квадратный из суммы квадратов координат этого вектора, получим удвоенную площадь треугольника . В итоге для получим :

(9)

Опуская простые рассуждения и упрощающие выкладки, приведем расчетные формулы для площадей других сопоставляемых треугольников, т.е. треугольников , и :

,

,

. (10)

 

Таким образом, выявлены необходимые расчетные формулы для решения вопроса о том, затеняется или нет тот или иной тепловоспринимающий элемент другими частями его наружной поверхности от излучения, испускаемого этой поверхностью. Но прежде чем решать вопрос о затеняемости, целесообразно сначала выяснить, а может ли в силу своего расположения -я грань участвовать в облучении -ого элемента. Для этого определим косинус угла между нормалью элемента и вектором , соединяющим -ый элемент с серединой -ой грани. Если косинус угла окажется отрицательной величиной ( в этом случае угол превышает ), то грань не может участвовать в облучении -ого элемента и, следовательно, вопроса о затеняемости в этом случае не возникает, поскольку . Косинус отмеченного угла можно определить разделив скалярное произведение векторов и на модуль вектора , т.е. .

 

 

Методический подход к расчету распределения плотности поглощаемого элементами КА потока излучения..

 

При радиационном теплообмене между реальными нечерными поверхностями излучение, испускаемое некоторой поверхностью попадает на другие поверхности в результате многократного отражения с частичным поглощением излучения при каждом его взаимодействии с поверхностями. При таком процессе трудно уследить за прохождением излучения и за всеми актами поглощения. Но это и не нужно делать, если воспользоваться известным обладающим широкими возможностями методом, называемым или методом лучистого сальдо, или зональным методом . Применяя этот метод и используя принятые обозначения , запишем для стационарного режима уравнение теплового баланса для каждого из элементов рассматриваемой системы :

= 0 (1),

где (2)

Использую соотношения (2) , исключим из уравнений (1) члены, содержащие , и получим систему линейных относительно уравнений, правые части которых будут зависеть от величины и распределения по поверхности КА подводимой извне или изнутри тепловой энергии .

После простых преобразований система примет следующий вид :

(3)

где ,

,

,

,

-для односторонних поверхностей , - для двусторонних поверхностей.

При известных правых частях уравнений (3) можно определить неизвестные величины , решая систему (3) каким-либо способом, например, методом Гаусса или итерационным методом . Следует заметить, что недиагональными коэффициентами левой части уравнений (3) являются локальные угловые коэффициенты , методика вычисления которых излагалась в предыдущем разделе .

Определив в результате решения системы уравнений (3) плотности исходящих от каждой грани эффективных тепловых потоков , можно вычислить с помощью соотношений (5.2) распределение температур по граням исследуемого объкта , но температур , которые имели бы место в телескопе при отсутствии теплопереноса за счет теплопроводности материала его конструктивных и оптических элеметов. Это выражение имеет вид : (4)

Однако в формировании поля температур нижней и верхней бленд телескопа , его тубуса и , особенно, в формировании поля температур зеркал существенную роль может играть теплопроводность материалов отмеченных элементов . Поэтому возникает необходимость решения задач теплопроводности для каждого фрагмента КА, для которого теплопроводность может играть заметную роль в формировании поля температур . Результаты расчета распределения плотности эффективных тепловых потоков по поверхности элементов КА служат всего лишь основой для определения граничных условий решения задач теплопроводности для этих частей КА. Причем граничными условиями служат не сами величины плотности эффективных тепловых потоков , а величины локальной плотности поглощаемых элементами поверхности потоков излучения () . Плотность поглощаемого гранью теплового потока определяется следующим очевидным соотношением : . Для решения задачи теплопроводности необходимо задать непрерывную функцию, характеризующую распределение плотности поглощаемого рассматриваемой поверхностью потока излучения . Поэтому решению задач теплопроводности должно предшествовать решение задач аппроксимации дискретно заданных функций распределения непрерывной функцией . Аппроксимацию целесообразно осуществлять с помощью сплайн-функции, где в качестве базовых функций лучше всего использовать кубические полиномы.

 

Лекция N 7

 

Тема лекции: Математическое моделирование внешнего теплообмена КА.

Сначала рассмотрим вопросы математического моделирования внешнего теплообмена КА с невогнутой формой наружной поверхности . То есть будем исходить из того, что отсутствует взаимное затенение тепловоспринимающих элементов наружной поверхности КА от излучения Солнца и планеты, если аппарат находится на околопланетной орбите.

Из околопланетных областей Солнце наблюдается под очень малым углом. Так в окрестности Земли угловой диаметр Солнца составляет приблизительно , а в окрестности Меркурия - . Вследствие этого солнечные лучи обычно считают параллельными, что упрощает математическое моделирование воздействия солнечного излучения на поверхность КА. Так на плоский незатеняемый элемент поверхности КА плотность потока падающего от Солнца излучения определяется следующим простым выражением : , где вектор нормален , a второй () - направлен на центр Солнца. Следует заметить, что представленное выражение для можно использовать в случае, когда угол между и не превышает . При косинус угла между и становится отрицательным и приведенное для выражение теряет физический смысл , т.к. при величина должна равняться 0. Поэтому обычно вместо приведенного выше выражения используется другое выражение, позволяющее определить величину при любой ориентации вектора относительно вектора : .

В том случае, когда требуется определить не локальную плотность , а среднюю плотностьтока ( ), падающего на какую-то поверхность , необходимо проитегрировать локальные потоки излучения , падающие на элементарные участки поверхности и разделить суммарный поток на величину поверхности , т.е. . Заметим, что величина представляет собой относительную величину солнечного миделя поверхности . Итак, .

Для сферы , для поверхности кругового цилиндра с осью, перпендикулярной , . Для плоской поверхности, нормаль которой составляет угол с вектором , .

Для поверхности кругового цилиндра с осью, составляющей угол с вектором , .

Что касается плотности поглощаемого поверхностью КА или ее отдельным элементом потока солнечного излучения , то она определяется произведением плотности падающего потока солнечного излучения на величину поглощательной способности тепловоспринимающей поверхности по отношению к солнечному излучению.

Оценим влияние солнечного излучения на тепловой режим простейших объектов : 1) теплоизолированного элемента; 2) нетеплоизолированного сферического отсека с интенсивным внутренним теплообменом, выравнивающим температурное поле оболочки отсека ; 3) нетеплоизолированного цилиндрического отсека с осью, перпендикулярной направлению на Солнце и с интенсивным внутренним теплообменом, также, как и предыдущем случае, выравнивающим поле температур оболочки ; 4) двусторонне излучающей пластины, ориентированной одной стороной на Солнце; 5) быстровращающейся относительно трех осей теплоизорлированной пластины.

Во всех рассматриваемых случаях температура облучаемых объектов определяется с помощью уравнения теплового баланса , где - постоянная Стефана-Больцмана, приблизительно равная . Из приведенного соотношения следует, что = . Что касается величины плотности падающего потока излучения , содержащейся в выражении для , то в силу принятых предположений , в первом случае - локальная плотность падающего на рассматриваемый элемент потока солнечного излучения, во втором - четвертом случаях - средняя по поверхности , а в пятом – средняя по времени величина плотности падающего потока солнечного излучения . Причем для элемента , ( ) ; для сферического отсека , ( ) ; для цилиндрического отсека , () . Для пятого случая , так же , как и для сферического отсека .

Результаты расчета при для рассматриваемых облучаемых объектов и различных характерных значениях отношения приведены в представленной ниже таблице .

 

  Облучаемый объект  
Теплоизолированный элемент с нормалью, направленной на Солнце ()        
Сферический отсек с интенсивным внутренним теплообменом -74 -57
Цилиндрический отсек с осью, перпендикулярной направлению на Солнце   -62   -43    
Теплопроводная пластина с направленной на Солнце нормалью и рассеивающая энергию в обе стороны   -37   -17    
Теплоизолированная пластина, быстро вращающаяся с одинаковыми угловыми скоростями относительно трех взаимно перпендикулярных осей   -74   -57    

 

Значения и , для которых в таблице приводятся данные по , характерны для белого покрытия с и соответственно равными ( 0,22 ; 0,88) и (0,31 ; 0,88) . Вторая пара чисел может соответствовать белому покрытию с начальным значением =0,22 , а затем в процессе пребывания в космосе деградировавшему под воздействием коротковолнового электромагнитного излучения Солнца и потока заряженных частиц высоких энергий (протонов, электронов ). Значение соответствует серому покрытию ( ) , в частности , черным эмалям, краскам. Значение может иметь место в случае облучаемого объекта , наружная поверхность которого является гладким полированным металлом – алюминием, серебром, медью, золотом.

 

Рассмотрим методический подход к расчету плотности поглощаемого поверхностью КА потока исходящего от планеты излучения на примере Земли . Обычно при расчете и физическом моделировании падающего на КА излучения от планет используются их модели , основанные на осреднении ее радиационных характеристик поверхности планеты по достаточно большой области и даже по всей ее поверхности [ 7,9,10 ].При этом планета рассматривается как диффузное сферическое тело с эффективным радиусом , где - радиус планеты, а - высота верхней границы эффективно излучающего и отражающего слоя атмосферы , если таковая имеется. Для Земли обычно принимают =12, а . Плотность потока собственного излучения Земли принимается постоянной по поверхности и определяется из теплового баланса Земли в целом : , где - среднее планетарное альбедо Земли. Чаще всего задают равным 0,35. Тогда . Предполагают также, что Земля излучает как абсолютно черное тело при соответствующей величине температуре. Если , то радиационная температура Земли составит 253 , т.е. -20 . При такой модели в каждой точке орбиты КА поле интенсивности собственного излучения планеты в пределах телесного угла ее обзора является изотропным. Условимся называть такую модель лучистого поля планеты изотропной моделью.

При расчете и физическом моделировании падающего на КА отраженного от Земли излучения Солнца альбедо Земли усредняется и принимается постоянным по всей поверхности. При этом допущении плотность отраженного солнечного излучения , уходящего с локальной области планеты пропорциональна и плотности падающего на эту область излучения Солнца : , где - зенитный угол Солнца для рассматриваемой области планеты. Отражение считается диффузным. Спектр отраженного от Земли излучения Солнца условно считается таким же, как и спектр прямого солнечного излучения. Из выражения для следует, что в любой точке орбиты КА поле интенсивности отраженного излучения будет анизотропным, так как различные участки области планеты, заключенной в ее телесном угле обзора, имеют разную ориентацию относительно вектора . Качественный характер распределения и по поверхности планеты изображен на приведенном ниже рисунке 1 .

Условимся называть модель поля отраженного от планеты излучения анизотропной моделью.

Кратко рассмотрим методический подход к определению поглощаемого каким-то элементом КА или его какой-то поверхностью потока исходящего от Земли излучения - собственного и отраженного солнечного.

Локальная плотность поглощаемого -ым элементом поверхности КА потока собственного излучения Земли () определяется с помощью следующего простого выражения : , где - интегральная поглощательная способность -го элемента по отношению к собственному излучению Земли, - локальный угловой коэффициент -го элемента КА и планеты.

Алгоритм расчета , разработанный Залетаевым В.М. [ 7 ] , приводится ниже . В этом алгоритме угловой коэффициент представлен в виде функции двух параметров - углов и , где - угол между нормалью к -ому тепловоспринимающему элементу и местной вертикалью , - линейный угол, равный углу полураствора конуса обзора планеты ( см. приведенный ниже рисунок 2 ), причем , - высота орбиты.

В соответствии с [ ], при = ;

при ;

при .

 

На рисунке 3 представлены результаты расчета зависимости =.

Средняя плотность поглощаемого какой-то однородной поверхностью потока собственного излучения Земли ( определяется с помощью следующего выражения : , где - средний угловой коэффициент поверхности и планеты. . Для многих поверхностей величина коэффициента может быть определена с помощью формул , графиков и методических рекомендаций, представленных в литературе по теплообмену излучением , например, в [ 8 ], а также с помощью алгебры угловых коэффициентов.

 

Локальная () и средняя ( плотность поглощаемого элементом или поверхностью КА потока отраженного от Земли солнечного излучения определяется с помощью следующих соотношений :

, , где и - соответственно локальный и средний обобщенные угловые коэффициенты [ 7 ] .

Определение коэффициентов и является более сложной задачей, нежели определение коэффициентов и . Дело в том, что обобщенные угловые коэффициенты зависят от большего числа параметров, чем коэффициенты и . Методика расчета обобщенных угловых коэффициентов излагается в [ 7 ]. Хотя реализация этой методики при наличии соответствующей компьютерной программы не является трудоемкой задачей , однако, для околоземных орбит высотой менее 500 ( а именно такие орбиты представляют наибольший интерес ) можно рекомендовать упрощенную методику расчета величин и . Рекомендуется определять и с помощью следующих приближенных соотношений : , . Использование этих соотношений основано на предположении о равномерном распределении плотности потока излучения , отраженного от видимой с КА области планеты, равной плотности потока отраженного излучения, уходящего от того участка земной поверхности, над которым в данный момент находится КА. То есть фактически вводится предположение об изотропности поля интенсивности излучения в пределах телесного угла обзора планеты . Сказанное иллюстрируется на рисунке 4. На этом рисунке линия 1 характеризует фактическое распределение плотности потока отраженного солнечного излучения ( разумеется, в соответствии с принятой моделью ). Линия 2 на рисунке характеризует распределение плотности отраженного от Земли солнечного излучения при наличии предположения об изотропности в пределах телесного угла обзора планеты поля интенсивности излучения.

Рисунки 1-4.

 

Очевидно, что погрешности , обусловленные заменой анизотропного лучистого поля изотропным будут зависеть от параметров , , и , где - угол между вертикальной плоскостью, проходящей через нормаль к элементу поверхности и вертикальной плоскостью, параллельной вектору . Погрешности будут тем меньше , чем меньше , , и . Результаты сравнительных расчетов свидетельствуют о том, что погрешности, обусловленные заменой анизотропного поля интенсивности излучения изотропным невелики, особенно , когда зенитный угол Солнца не превышает .

Зависимость температурных погрешностей, обусловленных заменой анизотропного лучистого поля изотропным, от высоты орбиты при различных значениях зенитного угла солнца и различной ориентации тепловоспринимающих серых элементов.

 

Лекция N 8

 

Тема лекции: Условия спуска КА в атмосфере планет. Газодинамическая картина обтекания спускаемого аппарата высокоскоростным потоком газа. Физико-химические процессы в сжатом слое.

На предыдущей лекции обсуждались условия пребывания КА в космосе, где влияние атмосферы планет и динамическое, и тепловое практически отсутствует. Но существует особый класс космических аппаратов - спускаемые аппараты () , которые функционируют не только в условия космоса, но и в весьма жестких условиях входа и спуска в атмосфере планет, подвергаясь при этом воздействию больших динамических и тепловых нагрузок.

Рассмотрим внешние тепловые условия , в которых происходит спуск КА в земной атмосфере при входе в нее из космоса с первой или второй космической скоростью. Спуск СА с околоземной или межпланетной орбиты может осуществляться одним из следующих основных способов: 1) Баллистический спуск реализуется в случае СА, не обладающего подъемной силой. Вид баллистической траектории целиком определяется начальными условиями входа в плотные слои атмосферы и прежде всего углом входа, т.е. углом наклона траектории на границе атмосферы. Баллистический спуск связан с большими перегрузками, обусловленными неуправляемым аэродинамическим торможением. 2) Спуск с малым аэродинамическим качеством ( ). Для СА, обладающего положительной величиной аэродинамического качества, характерно существенное уменьшение перегрузок по сравнению с баллистическим спуском. Аэродинамическое качество может быть использовано и при формировании характера распределения по времени внешней тепловой нагрузки на поверхность СА, что открывает принципиальную возможность осуществления минимизации массы тепловой защиты. 3) Планирующий спуск, характерной особенностью которого является управление траекторией движения путем использования аэродинамической подъемной силы.

Независимо от того, какой способ спуска реализуется при входе СА в плотные слои атмосферы, перед ним образуется ударная волна, которая отходит от его поверхности, оставаясь в окрестности лобовой точки практически эквидистантной его поверхности. Набегающий на СА поток газа, проходя через фронт ударной волны замедляется и резко меняет свои параметры: давление, плотность, температуру, химический состав. С физической точки зрения мгновенное скачкообразное изменение параметров при переходе через ударную волну следует рассматривать только как идеализированную схему быстропротекающего процесса непрерывного изменения состояния.

Рассмотрим течение в окрестности точки торможения затупленного тела (СА, как правило, имеет затупленную форму). Течение между поверхностью тела и ударной волной дозвуковое , но по мере движения вдоль тела поток вновь разгоняется и по прохождении так назывемой звуковой линии становится сверхзвуковым. Заметим, что после перехода через скачек уплотнения в течении газа вдоль поверхности тела редко достигаются первоначальные значения чисел Маха ( ), имевшие место в набегающем гиперзвуковом потоке, однако в отличии от обычных сверхзвуковых течений мы имеем дело с высокотемпературным газовым потоком. Таким образом, течение в окрестности точки торможения носит сложный характер: оно бывает как дозвуковым, так и сверхзвуковым. При этом положение скачка уплотнения и звуковой линии заранее неизвестны и требуют специальных расчетов. Не останавливаясь на детальном анализе газодинамического аспекта проблемы обтекания, приведем лишь некоторые характерные газодинамические параметры, которые потребуются при анализе теплообмена в этой области. Таких параметров два: 1) толщина сжатого слоя газа, характеризуемая расстоянием отхода фронта ударной волны от тела ; 2) угол между осью тела и радиусом затупления, проведенным в точку пересечения звуковой линии с контуром тела. При обтекании сферы радиусом толщину сжатого слоя можно приближенно оценить следующим выражением : , где - параметр, равный отношению величин плотности газа до и после ударной волны () , - показатель адиабаты ( ) . Для сферического затупленного тела величину угла в градусах можно оценить с помощью представленной в [ 13 ] формулы .

Большой интерес представляют парпаметры газа в точке торможения. Некоторое представление о газодинамической картине обтекания затупленного тела и о параметрах газа в точке торможения дают приведенные ниже рисунки, которые заимствованы из работы [ 16 ].Помимо газодинамической картины обтекания сферического тела на этих рисунках представлены результаты расчета величин относительных значений температуры , давления и плотности в точке торможения в зависимости от скорости невозмущенного потока и высоты . Отмеченные параметры относились к соответствующим параметрам невозмущенного потока газа ( ). Расчет осуществлялся в предположении о наличии тепмохимического равновесия в точке торможения. Результаты свидетельствуют о повышении температуры за ударной волной в десятки раз, давления - в сотни раз, а плотности в 10 -20 раз по сравнению с соответствующими параметрами невозмущенного потока. Но следует иметь в виду, что эти результаты, полученные в предположении о наличии термохимического равновесия, имеют явно завышенный характер.

Газодинамическая картина обтекания затупленного тела и качественный характер относительного распределения плотности и температуры газа за фронтом ударной волны

 

 

За ударной волной, где параметры потока претерпевают быстрое изменение, состояние газа может не соответствовать равновесному, это связано с тем, что для установления равновесия смеси как по составу, так и по распределению энергии между различными степенями свободы миолекул нужно конечное время. Такой процесс называться термодинамически неравновесным. Характерное время установления термохимического равновесия- так называемое время релаксации- разное для различных процессов. Так для достижения равновесного значения энергии поступательного движения молекул достаточно в среднем пяти столкновений частиц воздуха, вращательного - от десяти до сотни столкновений, а для достижения равновесного распределения колебательных движений атомов внутри молекул - порядка столкновений. Хотя воздух при стандартных значениях температуры и давления имеет молекулярную плотность приблизительно равную молекул в , средняя длина свободного пробега намного превосходит расстояние между соседними молекулами, в итоге зона релаксации, равная произведению скорости течения газа на время релаксации, может оказаться достаточно протяженной.

Из всех проявлений неравновесности прежде всего необходимо выделить химическую неравновесность, связанную с конечным временем установления состава газовой смеси. Химический состав газового потока за ударной волной или в пограничном слое определяется соотношением скоростей гидродинамического или диффузионного процессов. В том случае, когда скорость химических реакций мала по сравнению со скоростью гидродинамического или диффузионного переноса, течение считается замороженным, т.е. состав газа принимается постоянным. Это, однако, не исключает возможности протекания химических реакций на поверхности тела.

Степень завершения химической реакций в потоке определяется числом Дамкелера , где - характерное время нахождения компоненты в потоке ; - характерное время протекания химического процесса. Например для бинарной газовой смеси, состоящей из из атомов и молекул, это выражение согласно [ 13 ] можно записать в виде : , где - атомная масса; - константа скорости рекомбинации; - характерный размер обтекаемого тела. Если , то и , как уже отмечалось выше, влияние химических реакций в газовой фазе на состав газа и его физические свойства незначительно, т.е. имеет место химически ‘ замороженное “ течение. Если , т.е. скорости химических реакций и процессов переноса одного порядка, то такое течение называют неравновесным. Если , то , то имеет место другой предельный случай, когдаскорость реакций в газовой фазе велика и концентрация каждой компоненты однозначно связана с локальными значениями давления и температуры соотношениями термодинамически равновесных процессов.

Рассмотрим энергетические процессы в сжатом слое газа. В силу того, что высоких температурах состав воздуха существенно меняется, при расчете теплообмена на поверхности тела приходится учитывать диффузию компонент газа по нормали к поверхности и перенос химической энергии, обусловленный процессами рекомбинации. Если имеется некоторый элементарный объем газа, находящегося в адиабатических условиях, то изменение его энтальпии ( теплосодержания ) должно соответствовать изменению кинетической энергии потока : . Как известно, энтальпия газа определяется соотношением , где и - соответственно теплоемкости газа при постоянном давлении и объеме , универсальная газовая постоянная . Если ввести понятие полностью заторможенного потока , то в адиабатических условиях и при отсутствии механической работы она должна сохраняться: .

Для многокомпонентной высокотемпературной смеси газов термодинимическая энтальпия определяется как , где . Величина называется энтальпией образования и принимается равной нулю для всех компонент, устойчивых при стандартных условиях, т.е. при и . Для остальных химических компонент равна тепловому эффекту реакции их образования ( в их число входят диссоциация и ионизация). Диссоциация и ионизация молекул различных газов сопровождается высокими тепловыми эффектами, поэтому очень важен правильный учет той части химической энергии, которая выделяется на относительно холодно поверхности тела при рекомбинации атомов или ионов, поступающих к ней из объема газа.

При переходе через ударную волну энтальпия торможения сохраняется неизменной, хотя температура газа может меняться во много раз. Параметры газа за прямым скачком уплотнения связаны с характеристиками набегающего потока следующими соотношениями:

, где и - параметры невозмущенного набегающего потока.

 

 

Лекция N 9

 

Тема лекции: Зависимость подводимой к поверхности СА тепловой энергии от геометрической формы его поверхности. Оценочные формулы для определения конвективного и радиационного тепловых потоков к поверхности СА в окрестности точки торможения. Распределение плотности теплового потока по поверхности аппарата.

Рассмотрим случай аэродинамического торможения в атмосфере, когда вся первоначальная энергия летящего со скоростью тела затрачивается на преодоление сопротивления. Силы сопротивления складываются из сопротивления сил нормального давления, пропорциональных коэффициенту , и сопротивления вязкого трения газа о поверхность тела, пропорционального коэффициенту , при этом конвективный теплоперенос связан с .При этом , где -сила нормального давления , а -площадь миделя ; , где - сила трения. Суммарное количество тепла , подведенное к поверхности тела во время аэродинамического торможения, оказывается связанным с начальной кинетической энергией тела следующим соотношением : .

Если отнести интегральный тепловой поток к массе тела , то , как следует из приведенной выше формулы, при ( случай тонкой пластины) половина кинетической энергии набегающего потока газа идет на нагрев тела. Вторая половина идет на нагрев потока газа за телом. По мере возрастания величина отношения уменьшается . Следовательно, для снижения интенсивности конвективного теплообмена между газом и поверхностью тела необходимо увеличивать ту часть сопротивления, которая связана с силами нормального давления (). Говоря другими словами, необходимо делать тело плохо обтекаемым. Ниже приведен заимствованный из монографии [ 13 ] рисунок , где иллюстрируется зависимость от начальной скорости движения тела суммарного количества тепла, подводимого конвекцией к единице массы тела при аэродинамическом

торможении в атмосфере тел различной геометрической формы, характеризуемой на рисунке соотношением . Кривая А на рисунке соответствует полному переходу кинетической энергии в тепловую. Для справки отметим, что для самолета соотношение отмеченных коэффициентов приблизительно равно , тогда как для шара оно может соответствовать . Если сопоставить энергию, которая требуется для плавления единицы массы различных металлов ( не более нескольких сотен ) , то на основании графиков можно сделать вывод, что при скоростях полета выше подводимой к телу от обтекаемого его газа энергии достаточно, чтобы его разрушить, если не обеспечить по возможности низкое значение соотношения коэффициентов и и не предпринять специальных мер по блокированию воздействия конвективного теплового потока на поверхность обтекаемого тела.

Для расчета аэродинамического нагрева необходимо знать параметры газа на внешней границе пограничного слоя обтекаемого тела - . То есть необходимо иметь результаты расчета обтекания тела без учета наличия пограничного слоя по заданным форме тела, его размеров, траектории движения и параметров воздуха по этой траектории.

Рассмотрим теплообмен в окрестности критической точки притупленного тела. При гиперзвуковых скоростях давление газа в критической точке мало отличается от давления за прямым скачком уплотнения. Следовательно, для нахождения давления в критической точке достаточно определить параметры потока за прямым скачком уплотнения. При этом используются уравнения, выражающие законы сохранения импульса и энергии при переходе через прямой скачок уплотнения, а также уравнение неразрывности : ; ;

Зная давление за скачком уплотнения, можно оценить величину плотности теплового потока , подводимого к поверхности затупленного тела в окрестности точки торможения, используя формулы из работы Фенстера [ 13 ], которые получены им в результате аппроксимации расчетных зависимостей от , и радиуса затупления тела. В отмеченной работе Фенстер приводит аппроксимационные зависимости для случая замороженного и равновесного пограничного слоя. Для замороженного случая зависимость имеет вид :

, а для равновесного - . В представленных соотношениях - давление на уровне моря, размерность - , - , - , - . В отмеченной работе показано, что экспериментальные данные заполняют все пространство между расчетными кривыми, полученными для случая замороженного и равновесного пограничных слоев. Это демонстрируется на приведенном ниже рисунке, заимствованном из работы Фенстера.

В инженерной практике для определения плотности теплового потока , подводимого к поверхности тела , обтекаемого высокотемпературным газом, широко используется модификация формулы Ньютона , где - коэффициент теплоотдачи от газа к неразрущающейся и нереагирующей стенке обтекаемого тела, и - соответственно эффективная энтальпия газа на границе пограничного слоя и действительная энтальпия газа у стенки. При этом для лобовой части , . Для других частей обтекаемого тела эффективная энтальпия несколько меньше энтальпии полностью заторможенного потока. Использование для определения разности позволяет учесть перенос химической энергии, которая выделяется за счет рекомбинации диссоциированных молекул при их диффузии поперек пограничного слоя к поверхности тела .Что касается коэффициента , то он определяется с помощью известных в теории конвективного теплообмена критериальных зависимостей . В монографии [13 ] рекомендуется определять с помощью приведенных ниже формул, полученных из критериальных соотношений для сравнительно малых скоростей .

Для ламинарного пограничного слоя ; для турбулентного пограничного слоя .

Расчеты и экспериментальные исследования показали, что приведенные выражения для коэффициентаможно использовать и для случая гиперзвуковых скоростей, если ввести в эти выражения поправочные множители, учитывающие переменность и поперек пограничного слоя, наличие химических реакций в пограничном слое, вдув продуктов разложения стенки в пограничный слой.

Из аппроксимационных зависимостей Фенстера следует , что в окрестности точки торможения пропорционален величине выражения . Отсюда следует, что путем увеличения радиуса затупления носовой части тела можно уменьшить конвективный теплообмен в этой области.

Расчет распределения плотности тепловых потоков по поверхности тела является более сложной задачей , чем анализ теплообмена в окрестности точки торможения. В [ 13 ] для случая обтекания сферы равновесно диссоциированным гиперзвуковым потоком воздуха и при отсутствии излучения приводится простая зависимость, достаточно хорошо описывающая распределение теплового потока по поверхности сферы : , где - угол между осью симметрии тела и радиусом –вектором рассматриваемой точки.

Как уже отмечалось увеличение радиуса затупления тела приводит к снижению конвективного теплового потока . Однако большой радиус затупления может вызвать появление за ударной волной значительных по толщине сжатых слоев высокотемпературного излучающего газа. В [1] на основе результатов расчета толщины ударного слоя и результатов расчета зависимости излучательной способности этого слоя от параметров набегающего потока воздуха получены выражения для плотности радиационного теплового потока к поверхности спускаемого аппарата от оптически прозрачного ударного слоя с постоянными параметрами :

1) ;

2) ;

3) ,

где - плотность воздуха при нормальных условиях ( ) , - радиус затупления спускаемого аппарата.

Конвективный и радиационный тепловые потоки неодинаково зависят от скорости полета. Если при радиационный тепловой поток к поверхности СА пренебрежимо мал по сравнению с конвективным даже при больших значениях( порядка ), то по мере возрастания соотношение соотношение между конвективным и радиационным потоками меняется в сторону относительного увеличения . При высоких скоростях полета затупленного тела радиационный тепловой поток к его поверхности становится доминирующим в тепловом балансе. Разумеется, многое зависит и от радиуса затупления, поскольку с уменьшением радиационный тепловой поток должен уменьшаться пропорционально уменьшению толщины ударного слоя. В монографиях [ 7,14 ] приводятся в виде графиков результаты сопоставления зависимости от скорости полета конвективного и радиационного потока при . Из графиков следует , что расчетные значения сопоставляемых потоков соизмеримы при , а при скорости выше радиационный тепловой поток превышает конвективный в 10 раз и более.

 

Сравнение радиационного (кривая 1) и конвективного (кривая 2 ) тепловых потоков в точке торможения затупленного тела с радиусом при различных скоростях полета .

 

Лекция N 10

 

Тема лекции : Методы тепловой защиты. Механизм разрушения различных теплозащитных материалов. Физико-химические процессы в пограничном слое при разложении теплозащитных материалов. Эффективная энтальпия разрушения.

Известны шесть основных способов отвода ( поглощения) тепла: теплопроводностью с использованием теплоемкости конденсированных веществ, конвекцией, массообменном, излучением, с помощью электромагнитных полей, за счет физико-химических превращений. На практике часто применяют одновременно два или более из отмеченных способов. Каждый из этих способов или их сочетание могут быть реализованы в виде различных методов тепловой защиты в зависимости от конкретного конструктивного исполнения

1) Поглощение и накопление тепла конденсированными веществами.

Системы с накоплением тепла являются низкотемпературными, так как они работают при температурах ниже точки плавления поглощающего тепло материала. Тепло отводится от поверхности теплопроводностью в соответствии с законом Фурье . Максимальное количество тепла, которое может поглотить такая система определяется выражением .

2) Конвективное охлаждение.

От обогреваемой горячим потоком газа стенки тепло передается охлаждающей жидкости или газу. Перепад температур в стенке при заданной ее толщине определяется выражением . Плотность теплового потока в стационарных условиях определяется расходом хладоносителя , его теплоемкостью и перепадом температур : , где - площадь теплоотдающей поверхности. В качестве охладителей на практике чаще всего используются жидкости : вода, спирт и т.д. При высоких температурах стенки для охлаждения могут применяться расплавленные металлы : натрий, литий. В зависимости от способа рассеяния тепла в окружающее пространство системы конвективного охлаждения подразделяются на замкнутые и разомкнутые. Обязательным элементом замкнутой системы охлаждения является теплообменник , в котором охладитель, получивший тепло от горячей стенки, рассеивает его в окружающую среду или передает другому теплоносителю. В замкнутой системе необходимое количество охладителя не зависит от времени эксплуатации системы.

3) Массообменный принцип охлаждения.

Этот принцип охлаждения может быть реализован в виде пористого, пленочного или заградительного охлаждения. При вводе холодного газа или жидкости непосредственно в пристеночный слой набегающего потока толщина этого слоя увеличивается, происходит оттеснение горячего газа от защищаемой поверхности, в результате чего интенсивность теплообмена на поверхности снижается. Преимущества этого способа защиты перед другими обусловлены , во-первых, сохранением внешней формы защищаемой поверхности тела и, во-вторых, возможностью поддержания температуры поверхности на желаемом уровне с помощью соответствующего регулирования расхода охладителя.

Рассмотрим сначала пленочное охлаждение. Горячий газ движется вдоль стенки, покрытой пленкой охлаждающей жидкости, которая поступает через одну или несколько щелей или отверстий, находящихся на некотором расстоянии друг от друга вдоль поверхности. Температура поверхности тела не будет превышать температуру кипения жидкости до тех пор, пока существует пленка на поверхности.

При заградительном охлаждении защищаемая стенка изолируется от горячего потока газа слоем холодного газа, который подводится к поверхности через щели или отверстия.

Пористое охлаждение является очень эффективным способом тепловой защиты. Одним из его преимуществ является подача охладителя через поверхность. Проходя через поры, охладитель отбирает тепло от стенки, а выйдя на поверхность, снижает интенсивность теплообмена между горячим газом и стенкой, воздействуя на пограничный слой. Охладителем может быть газ или жидкость. Предпочтение обычно отдается газообразным веществам из-за более высоких рабочих температур и меньшего перепада давления при их течении через поры. По расходу охладителя на единицу защищаемой поверхности пористое охлаждение более эффективно, чем уже рассмотренные другие способы. Но использование пористого охлаждения требует изготовления пористых стенок по довольно сложной технологии. Кроме того, при эксплуатации такой системы необходимо принимать меры для очистки охладителя, чтобы избежать засорения пор.

4) Радиационное охлаждение.

Нагретая поверхность тела становится источником теплового излучения , рассеивая в окружающее пространство подводимую к нему тепловую энергию. Плотность потока излучения поверхности с температурой и степенью черноты характеризуется законом Стефана-Больцмана : , где - постоянная Стефана-Больцмана, приблизительно равная величине . Размерность - . Возможности радиационной системы охлаждения ограничены уровнем допустимых температур поверхности. В основу радиационного метода охлаждения заложена идея равенства подводимого к поверхности извне теплового потока и теплового потока, рассеиваемого этой поверхностью за счет излучения. Температура поверхности ,если предположить, что теплоотвод внутрь покрытия равен нулю, определяется соотношением : . Очевидно, что при таком методе охлаждения . В качестве конструкционных материалов для системы с радиационным охлаждением применяются тугоплавкие металлы - молибден, вольфрам и др.

 

5) Электромагнитное регулирование теплообмена

Для регулирования температуры внешней поверхности можно использовать методы электрического или магнитного воздействия на плазму , обтекающую защищаемую поверхность. Магнитногидродинамический способ требует создания поля сил в ионизированной плазме, обтекающей тело. Магнитное поле, воздействуя на слой сжатого газа, в состав которого входят, кроме нейтральных молекул и атомов, электрически заряженные ионы и электроны, увеличивает расстояние между ударной волной и поверхностью тела, что приводит к утолщению пограничного слоя, а следовательно, к уменьшению градиентов скорости и температуры.

Может использоваться также термоэлектрический способ поглощения тепла путем преобразования его в электрическую энергию.

 

6) Охлаждение тел за счет физико-химических превращений на их поверхности

Как известно, любое фазовое превращение сопровождается значительным тепловым эффектом. У металлов при плавлении происходит частичное ослабление межатомных связей, а при испарении рвутся все связи кристаллической решетки и атомы становятся практически независимы друг от друга, поэтому тепловой эффект испарения намного выше ( в 10 - 20 ) раз теплового эффекта плавления. Значение теплоты испарения колеблется от 5000 у низкотемпературных металлов до 10000 у тугоплавких окислов [ 7 ]. У графита теплота испарения составляет величину порядка 20000 . Однако не все вещества, обладающие высокими значениями теплоты испарения, могут быть использованы в качестве эффективных теплозащитных материалов. Если при плавлении образуется пленка с очень низким значением вязкости расплава, то она практически мгновенно может сдуваться с поверхности набегающим газовым потоком. Поэтому важно не только выбрать вещество с высоким тепловым эффектом испарения, но и обеспечить обязательную реализацию этого эффекта при разрушении поверхности. Поэтому разрушающиеся теплозащитные системы выполняют как комбинированные, удовлетворяющие следующим условиям : 1) поглощать большое количество тепла при физико-химических превращениях; 2) иметь высокое значение объемной теплоемкости ( ); 3) по возможности обладать высокой эрозионной стойкостью для обеспечения небольшого механического уноса массы; 4) по возможности иметь высокую температуру разрушающейся поверхности и высокое значение ее степени черноты () ; 5) образовывать при разрушении газообразные продукты с малой молекулярной массой для эффективного снижения конвективного теплового потока; 6) пленка расплава, если она образуется, должна быть достаточно вязкой.

Принцип работы разрушающихся теплозащитных систем характеризуется потерей поверхностного слоя или разложением одной из компонент материала ради сохранения благоприятного теплового режима внутренних слоев и самой защищаемой конструкции. Разрушение поверхностного слоя происходит в результате различных физико-химических превращений под воздействием подводимых к поверхности конвективных и радиационных тепловых потоков, диффузионных потоков химически активных компонент, а также под действием сил давления и трения. Химические реакции могут протекать как при участии компонент набегающего потока, так и независимо от них. Кроме того , на поверхности теплозащитного покрытия под действием внутреннего давления или внешних сил, а также вследствие термических напряжений может иметь место эрозия- механический унос в виде отдельных частиц.

Использование разрушающихся теплозащитных систем имеет существенные преимущества перед другими способами тепловой защиты. Главное из них заключается в саморегулировании процесса, т.е. в изменении массового расхода материала покрытия при изменении тепловой нагрузки. Процессы разрушения сопровождаются фазовыми и химическими превращениями, а также вдувом в набегающий поток продуктов разрушения, что приводит к уменьшению градиента температуры поперек пограничного слоя и , следовательно, к снижению теплового потока к стенке. Наиболее распространенные разрушающиеся теплозащитные материалы представляют собой, как правило, сложные композиции, причем отдельные их составляющие обладают различной термохимической стойкостью при заданных условиях внешнего обтекания. Тем не менее в процессе разрушения композиционного материала реализуются не индивидуальные скорости разрушения для каждой компоненты, а некоторая общая скорость, определяемая в основном какой-либо одной компоненты, массовое содержание которой в материале достаточно велико либо она в состоянии образовать механически прочный каркас, обладающей лучшей среди других компонент способностью противостоять аэродинамическому воздействию высокотемпературного потока газа. Роль остальных составляющих композиционного материала не сводится к роли некоторого теплового балласта, а благодаря химическому и физическому воздействию с определяющей компонентой они влияют на унос массы последней.

Образующиеся при разрушении теплозащитного покрытия газифицированные вещества попадая в пограничный слой оказывают на него химическое и физическое воздействие. Во многих случаях химические реакции протекают с выделением тепла, что ухудшает тепловой баланс в поверхностном слое. Однако образование в результате этих реакций больших масс газообразных продуктов в итоге нейтрализует этот нежелательный эффект, поскольку приводит к усилению эффекта вдува

Как теплозащитный материал весьма популярен графит. Механизм разрушения его отличается от рассмотренного механизма разрушения композиционных материалов. Отличие обусловлено прежде всего тем, что графит при умеренных давлениях не образует расплава. На поверхности графита могут протекать не только сублимация, но и целый ряд химических реакций, тепловой эффект которых отличается от теплоты сублимации. Разрушение графита начинается задолго до достижения температуры сублимации. Оно вызвано высокой реакционной способностью графита во многих газовых средах, особенно в кислороде и воздухе. При температурах поверхности до 1100 на воздухе разрушение графита, как правило, целиком определяется кинетикой реакции, т.е. скорость разрушения экспоненциально меняется с температурой поверхности . После небольшого переходного участка начинается область, где процесс разрушения лимитируется скоростью встречной диффузии окислителя и продуктов разрушения в многокомпонентном пограничном слое. В этом случае скорость разрушения слабо зависит от температуры поверхности, которая может меняться от 1200 -1600 до 2400 -3800 в зависимости от давления. И лишь при более высоких температурах все большую роль в уносе массы графита начинает играть собственно процесс сублимации, который зависит от давления в пограничном слое. Скорость уноса массы экспоненциально возрастает с возрастанием температуры стенки . Что касается теплового эффекта разрушения, то при низких температурах поверхности он не только сильно отличается от теплоты сублимации ( в случае окисления он может стать даже отрицательным), но и существенно зависит от состава газа в пограничном слое.

Заканчивая обзор методов тепловой защиты можно сделать некоторые обобщающие выводы качественного характера :

- Системы с накоплением тепла имеют ограничения как по суммарному количеству подведенного тепла, так и по максимальному удельному тепловому потоку в силу ограниченности коэффициента теплопроводности материалов.

- Системы радиационного охлаждения ограничены по максимальному удельному тепловому потоку, но практически могут работать при произвольном суммарном теплоподводе.

- Для всех космических аппаратов, включая сюда и головные части баллистических ракет, время спуска которых не превышает 10 минут, разрушающиеся теплозащитные материалы обладают абсолютным преимуществом перед другими возможными методами по весовой эффективности .

- Для очень продолжительных, а следовательно, и менее теплонапряженных спусков в атмосфере на первое место выходят последовательно массообменная, а затем радиационная система тепловой защиты. Это связано с тем , что увеличение времени спуска в атмосфере, без снижения суммарного количества тепла, пропорционально уменьшает плотность подводимого теплового потока. Равновесная температура понижается настолько, что радиационная система охлаждения может вполне без сложных дополнительных мер справиться с задачей рассеивания подводимой к поверхности спускаемого объекта энергии.

В связи со сложностью и многообразием механизмов разрушения теплозащитных материалов весьма важным становится вопрос о критериях сравнения теплозащитных материалов. Весьма наглядной характеристикой для сравнения различных теплозащитных материалов является так называемая эффективная энтальпия разрушения , где , - расход массы с единицы площади поверхности. Эффективная энтальпия определяет количество тепла, которое может быть “ блокировано” при разрушении единицы массы покрытия, поверхность которого имеет температуру, в результате действия всех сопутствующих этому разрушению физико-химических процессов. Говоря другими словами , - характеристика энергоемкости уноса массы с поверхности разрущающихся теплозащитных покрытий, которая включает в себя не только количество тепла, поглощенное при нагреве, термических и фазовых превращениях единицы массы материала, но и тепловой эффект блокирования подводимого конвективного теплового потока при вдуве газообразных продуктов разрушения в пограничный слой.

Эффективная энтальпия является весьма наглядной характеристикой для сравнения различных теплозащитных материалов. Чем выше эффективная энтальпия материала, тем он лучше. Следует обратить внимание на известную независимость от геометрических размеров тела. Действительно, в отличии от теплового потока, величина которого при заданных параметрах набегающего газового потока ( и ) обратно пропорциональна , где - размер тела, эффективная энтальпия ни от формы, ни от размера тела в явном виде не зависит. Это позволяет использовать ее как параметр соответствия условий стендовых экспериментальных исследований ситуации натурного разрушения.

Если обозначить через параметр, характеризующий способность охладителя снижать тепловой поток и обычно называемый коэффициентом вдува , а через массу газообразных продуктов разложения с тепловым эффектом , то выражение для эффективной энтальпии можно записать в виде

, где . Следует заметить, коэффициент зависит от отношения молекулярных масс вдуваемых продуктов и набегающего газового потока, но прежде всего он является функцией режима течения в пограничном слое. В инженерной практике принимается приблизительно равным 0,6 для ламинарного и 0,2 - для турбулентного пограничных слоев.

Из определения эффективной энтальпии и приведенного выше выражения для нее следует, что во всех случаях, когда , она должна существенно увеличиваться с ростом энтальпии заторможенного потока. Параметры набегающего потока могут влиять на также через изменение температуры разрушающейся поверхности , доли уноса в газообразном виде и суммарного теплового эффекта поверхностных процессов .

 

 

Лекция N 11

 

Тема лекции : Значение экспериментальной тепловой отработки КА. Краткая характеристика экспериментальных средств , используемых при тепловакуумной отработке СОТР КА и отработке системы теплозащиты СА.

Надежное математическое моделирование теплообмена большинства типов КА связано с рядом трудностей, обусловленных не столько недостатками математических методов и вычислительных средств, сколько сложностью и значительной неопределенностью протекания физических процессов внешнего и внутреннего теплообмена между элементами КА, а также процессов массообмена и химических процессов на поверхности спускаемого аппарата, входящего в атмосферу планеты. Поэтому всегда встает вопрос о достоверности составленных математических моделей, в частности :

-насколько точно физические или физико-химические модели тепломассообменных процессов, описываемые аналитическими соотношениями математических моделей, соответствуют истинным процессам;

-насколько точно определены параметры математической модели, если предположить адекватность тепломассообменных процессов их физическим моделям, нашедших свое отражение в математических моделях.

Если второй вопрос в значительной степени может быть разрешен с помощью известных методов идентификации параметров математической модели [ 2 ], то первый вопрос в ряде сложных случаев остается неразрешимым. В связи с этим большое значение при создании КА имеет так называемая тепловая отработка, представляющая собой совокупность тепловых экспериментов (испытаний) и проводимых на основе их результатов мероприятий по доработке ( в случае необходимости) средств обеспечения теплового режима, а иногда и конструкции аппарата [ 7,9,10 ].

Тепловые испытания могут проводиться на различных стадиях создания КА: начиная с этапа научно-исследовательских и опытно-конструкторских работ до летно-конструкторских испытаний. Для начальной стадии разработки КА характерны эксперименты, связанные с поиском и отработкой новых методов, схемных и конструктивных решений задачи обеспечения теплового режима КА в целом или его отдельных частей, а также эксперименты, проводимые с целью подтверждения возможности получения требуемых технических характеристик систем КА. На последующих стадиях разработки можно выделить следующие три этапа тепловых испытаний: 1) Автономные испытания агрегатов КА с целью их полной автономной отработки. В качестве агрегатов могут рассматриваться как отдельные приборы, аппаратура, устройства, так и целые отсеки и системы. 2) Комплексные испытания систем КА, включающих ряд образующих взаимосвязанную систему агрегатов, работоспособность каждого из которых и условия работы взаимозависимы. 3) Комплексные испытания КА в целом.

Отмеченные этапы отражают один из принципов отработки техники в направлении от “ простого к сложному “. Этот принцип требует постепенного укрупнения и усложнения отрабатываемых частей КА. В зависимости от особенностей отрабатываемого КА, наличия прототипов и опыта создания подобных аппаратов отдельные этапы отработки могут исключаться или, наоборот, разбиваться на более мелкие этапы. Условием достаточности проведенного объема отработки КА является наличие сведений о реализующихся в неблагоприятных, но возможных условиях его работы приемлемых параметрах теплового режима , а также о надежности их обеспечения.

По структуре тепловые испытания КА можно разделить на следующие типы: -тепловакуумные ( термовакуумные) испытания;

-испытания систем тепловой защиты, обеспечивающей сохранность конструкции и внутренний тепловой режим спускаемых с орбит аппаратов в условиях кинетического нагрева;

-невакуумные испытания негерметичных отсеков;

- тепловые испытания с воспроизведением условий пребывания в атмосфере планет, в том числе на Земле ( климатические испытания);

- ресурсные испытания и испытания на надежность элементов системы терморегулирования, оборудования и комплектующих элементов в условиях, имитирующих реальные условия эксплуатации;

- исследование работоспособности СОТР в условиях аварийной ситуации, т.е. при частичном или полном отказе отдельных элементов системы, нарушении герметичности, отклонении внутренних тепловыделений от значений , предусмотренных программой полета и т. д. ;

- определение теплофизических параметров отдельных частей и элементов КА;

- исследование температурного поля в КА или его отдельных частях с целью коррекции математической модели его теплового состояния;

- проверка работы радиоэлектронной, оптической и другой аппаратуры в условиях реальных температур и температурных градиентов.

Среди отмеченных типов тепловых испытаний особое место по сложности, значимости и трудоемкости, связанной с расходованием больщих материальных ресурсов , занимают тепловакуумные испытания, отличительной особенностью которых является моделирование в экспериментальных установках космических условий полета или условий пребывания на поверхности не имеющих атмосферы небесных тел ( Луна, астероиды). Подготовка такого рода испытаний сводится, главным образом , к деятельности по трем направлениям:

- моделирование испытываемого объекта;

- подготовке имитационных средств, способных с достаточной точностью воспроизводить основные факторы космического пространства, оказывающие влияние на тепловое состояние КА;

- планирование испытаний, связанное с определением наиболее целесообразных режимов испытаний, определением потребной продолжительности испытаний и т.п.

Достаточно точное моделирование испытываемого объекта является весьма важной задачей , решение которой в значительной степени определяет правомерность перенесения результатов испытаний на “натуру”. Основная трудность моделирования объекта испытаний связана с тем обстоятельством, что в наземных условиях отсутствует имеющая место в космосе невесомость, влияние которой на тепловой режим проявляется через гидродинамику, гидростатику теплоносителей, а также через влияние на процессы конденсации и испарения. Возникают трудности, обусловленные необходимостью воспроизведения в процессе испытаний эффекта изменения радиационных характеристик наружных поверхностей КА, вызванного деградацией покрытий вследствие воздействия на них корпускулярного и жесткого электромагнитного излучения Солнца и воздействием на гладкие поверхности, в частности полированные, микрометеорных потоков. Существенные погрешности в модель объекта испытаний могут вноситься и за счет проводов, по которым выводится информация о температурах, давлении и других параметрах испытываемого объекта.

Несмотря на отмеченные сложности моделирования объекта испытания, решение задачи тепловакуумной отработки КА не вызывало бы особых затруднений , если бы в распоряжении экспериментаторов имелись имитационные средства, позволяющие с высокой точностью воспроизводить все факторы космической среды, оказывающие воздействие на тепловое состояние КА. Однако одновременное воспроизведение всех основных характеристик космического пространства - задача практически неразрешимая. Кроме того, как известно, на способ решения всякой сложной проблемы существенное влияния оказывают соображения организационного и экономического характера. При решении задачи моделирования физических характеристик космической среды экономические соображения имеют важное значение, поскольку между точностью воспроизведения условий космического пространства, стоимостью производства и эксплуатации имитационных средств существует прямая и весьма сильная связь.

Общепринятым является мнение о том, что работы по экспериментальному исследованию валяния факторов космического пространства целесообразно расчленять на группы видов воздействия. Считают, например в [ 7,9,10 ], что при исследовании теплового режима КА в целом или его отдельных частей и систем достаточно воспроизводить следующие факторы космического пространства : высокий вакуум, тепловое излучение Солнца и планет, практически полное отсутствие теплового излучения по тем направлениям, которые находятся за пределами телесных углов обзора Солнца и планет, а также практически полное поглощение собственного и отраженного излучения самого КА.

Воздействие факторов, оказывающих косвенное влияние на тепловой режим КА – ультрафиолетовое и рентгеновское излучение Солнца, корпускулярная радиация, микрометеорные потоки, исследуется отдельно в специальных установках. Полученные данные учитываются при составлении методики и программы комплексных и автономных испытаний КА посредством выбора режимов испытаний , ориентации испытываемого объекта в экспериментальной установке и режимов работы имитаторов Солнца и планет.

Несмотря на явное упрощение, связанное с разделением внешних факторов космической среды на группы, задача высокоточного моделирования условий внешнего теплообмена КА в наземных экспериментальных установках для широкого класса околопланетных аппаратов , например, околоземных, все еще является исключительно сложной не только в техническом, но и в методическом отношении. Сложности обусловлены тем, что в большинстве случаев возникает необходимость воссоздания в экспериментальной установке нестационарных во времени и пространстве лучистых полей, формируемых и Солнцем и планетой ( чаще всего Землей). По ряду причин технического характера имитатор солнечного излучения обычно является неподвижным. Следовательно, для воспроизведения возможного изменения ориентации испытываемого объекта относительно потока солнечного излучения необходимо оснащение тепловакуумной установки устройством, позволяющим поворачивать испытываемый объект относительно двух взаимно перпендикулярных осей, расположенных в плоскости, перпендикулярной вектору . Кроме того при неподвижном имитаторе солнечного излучения имитируемое поле излучения планеты должно изменять свою ориентацию, что может быть достигнуто либо за счет поворота имитатора излучения планеты относительно оси, перпендикулярной вектору , либо за счет использования специального и очень сложного имитатора с модулями, оснащенными приводами. Вращение КА относительно двух взаимно перпендикулярных осей практически осуществимо только для небольших КА. Для больших тяжелых КА не вызывает трудности лишь вращение относительно своей вертикальной оси, а вращение относительно двух осей - сложная техническая задача. Но еще более сложной задачей является воспроизведение поля излучения планеты , изменяющего свою пространственную ориентацию в камере.

Таким образом, экспериментальное моделирование тепловых режимов КА в условиях , максимально приближенных к натурным, сопряжено с большими техническими трудностями, несмотря на то , что имитационная техника позволяет воспроизводить каждый из отмеченных факторов с достаточной точностью. Сложности вызваны тем, что необходима техническая организация совместной работы имитационных систем и испытываемого объекта. Поэтому важное значение приобретают приближенные методы моделирования внешнего теплообмена.

Рассмотрим три приближенных метода моделирования внешнего теплообмена в тепловакуумных установках, оснащенных системами вакуумирования и криогенными экранами, имитирующими космический вакуум и идеальные поглощательные свойства космического пространства.

 

1) Воспроизведение экстремальных внешних тепловых нагрузок.

Метод применяется в тепловакуумных установках , оснащенных помимо отмеченных систем вакуумирования и криогенных экранов имитатором солнечного излучения и имитатором поля излучения планет. В данном случае может осуществляться проверка теплового режима КА в условиях имитации наиболее неблагоприятных сочетаний внутренних тепловыделений и стационарных внешних тепловых нагрузок. Неблагоприятные сочетания выбираются на основании результатов расчета теплового режима КА при наличии предположения о квазистационарности процессов внутреннего и внешнего теплообмена. Тепловакуумная установка с неподвижными имитаторами излучения Солнца и планеты должна быть оснащена устройством, позволяющим размещать испытываемый объект нужным образом по отношению к оптической оси имитатора Солнца. Получив при таком способе исследования положительную информацию о тепловом состоянии испытываемого объекта, можно быть уверенным в том, что в реальных, менее жестких тепловых условиях эксплуатации, требуемый тепловой режим КА будет обеспечиваться. Однако получение отрицательного результата не может служить убедительным доказательством недостаточной эффективности средств обеспечения теплового режима, так как условия эксперимента заведомо ужесточались.

 

2) Воспроизведение внешних тепловых нагрузок с помощью имитатора Солнца и упрощенного имитатора теплового воздействия планет.

Данный способ целесообразно применять в одном из двух случаев: тепловое состояние КА определяется главным образом воздействием солнечного излучения , а влияние планеты является второстепенным фактором ; наружная поверхность гладкая и однородная в отношении радиационных характеристик. В этих условиях, используя опорно-поворотное устройство тепловакуумной установки, можно воспроизводить реальные ориентации КА относительно Солнца, что создает условия для достаточно точной имитации тепловых потоков от Солнца. Тепловое воздействие планеты воспроизводится с помощью упрощенных средств, например, совокупности условно линейчатых, точечных диффузных излучателей или излучающих панелей, размещенных вокруг рабочей зоны экспериментальной установки. Причем речь идет о воспроизведении расчетного теплового воздействия планет на элементы наружной поверхности испытываемого объекта, а не воспроизведении поля теплового излучения планет по основным параметрам - угловому распределению интенсивности и спектральному составу излучения.

Если использовать упрощенные имитаторы, то каждый раз возникает необходимость в воспроизведении таких пространственных законов распределения подводимой к излучателям энергии, при которых в экспериментах достигается максимальная точность воспроизведения расчетных внешних тепловых нагрузок. В 80-е годы в МАИ разработана методика и компьютерная программа определения оптимального режима работы таких имитаторов [ 10 ]. Эта методика и программа успешно применяется на предприятиях аэрокосмической отрасли при проведении тепловакуумных вакуумно-температурных испытаниях изделий различного назначения.

3) Воспроизведение суммарных внешних тепловых нагрузок с помощью упрощенных излучающих систем и поверхностных электронагревателей.

При отсутствии в тепловакуумной установке имитатора солнечного излучения расчетные тепловые нагрузки от Солнца, планеты, а для низколетящих КА и тепловые потоки за счет столкновения с частицами атмосферного газа , можно воспроизводить с помощью уже вышеупомянутых упрощенных излучающих систем, расположенных на значительном расстоянии от испытываемого объекта, а также сетчатых секционированных излучателей , размещаемых в непосредственной близости от поверхности испытываемого объекта. Каждая секция такого излучателя участвует в облучении лишь определенного участка поверхности испытываемого объекта. Для приближенного моделирования внешнего теплообмена КА используются и так называемые конформные управляемые электронагреватели, представляющие собой регулируемые по мощности секции электронагревателей, устанавливаемые непосредственно на наружную поверхность испытываемого объекта. Такие электронагреватели называют также пленочными, поверхностными, а иногда и “ нагревательными рубашками”.

 



<== предыдущая лекция | следующая лекция ==>
Общая характеристика математических моделей ,применяемых на различных этапах проектирования КА. | Методы экспериментального исследования теплозащитных материалов.


Карта сайта Карта сайта укр


Уроки php mysql Программирование

Онлайн система счисления Калькулятор онлайн обычный Инженерный калькулятор онлайн Замена русских букв на английские для вебмастеров Замена русских букв на английские

Аппаратное и программное обеспечение Графика и компьютерная сфера Интегрированная геоинформационная система Интернет Компьютер Комплектующие компьютера Лекции Методы и средства измерений неэлектрических величин Обслуживание компьютерных и периферийных устройств Операционные системы Параллельное программирование Проектирование электронных средств Периферийные устройства Полезные ресурсы для программистов Программы для программистов Статьи для программистов Cтруктура и организация данных


 


Не нашли то, что искали? Google вам в помощь!

 
 

© life-prog.ru При использовании материалов прямая ссылка на сайт обязательна.

Генерация страницы за: 0.051 сек.