ГОСТ 17.2.4.06-90 «Охрана природы. Атмосфера. Методы определения скорости и расхода газопылевых потоков, отходящих от стационарных источников загрязнения»

ГОСТ 17.2.4.06-90 «Охрана природы. Атмосфера. Методы определения скорости и расхода газопылевых потоков, отходящих от стационарных источников загрязнения» Анемометр

Методы и средства измерения температуры торможения газового потока в сложных условиях течения

Том XXXIX

УЧЕНЫЕ ЗАПИСКИ ЦАГИ 2 008

№4

УДК 533.6.071.08:536.5/.6

МЕТОДЫ И СРЕДСТВА ИЗМЕРЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ ТОРМОЖЕНИЯ ГАЗОВОГО ПОТОКА В СЛОЖНЫХ УСЛОВИЯХ ТЕЧЕНИЯ

Е. У. РЕПИК, Ю. П. СОСЕДКО

Приведены результаты теплофизических исследований, направленных на поиск эффективных методов и средств измерения температуры торможения Т0 газового потока в сложных условиях течения. Рассматриваются способы измерения температуры:

в сверхзвуковом потоке сплошной среды (М > 5);

в потоке разреженного газа с длиной свободного пробега молекул в невозмущенном потоке = 0.3—0.6 мм;

в потоке газа с высокой температурой (Г0 > 2500 К);

в пограничном слое в непосредственной близости от обтекаемой поверхности.

1. Общие сведения. Измерение температуры газового потока является одной из наиболее актуальных задач экспериментальной аэродинамики.

В экспериментальной практике наиболее широкое применение получили термоприемники с использованием термопар. В стационарных условиях теплочувствительный элемент термопары (спай) измеряет равновесную температуру, являющуюся результатом баланса между теплом, подводимым к спаю, и потерей тепла от спая в окружающую среду путем излучения и теплопроводности конструкции термопары.

Общую ошибку измерения температуры можно выразить как разность между истинной температурой адиабатического торможения потока Г0 (без потерь тепла) и измеренной температурой Тюм-

Т0-Ттм=Щ АТ2 АТ3, (1)

где А71 — ошибка за счет недовосстановления скоростной составляющей температуры; АТ2 и АТ3 — ошибки за счет потерь тепла от спая из-за теплопроводности элементов конструкции термопары и излучения.

Параметром, характеризующим суммарный учет погрешностей измерения температуры торможения Г0, служит коэффициент восстановления термоприемника

Т -Т

(2)

1о ~1°°

Температура Т0 измеряется в форкамере градуировочной аэродинамической трубы (рис. 1) с помощью контрольного многоэкранного термоприемника. Эти измерения проводятся при малой скорости потока, которая имеет место в форкамере трубы, т. е. Д7] « 0. При этом принимается, что потери тепла от спая за счет теплопроводности и излучения пренебрежимо малы. Из опытов следует, что при измерении Т0 контрольный термоприемник следует погружать в форкамеру

на глубину не менее 50 диаметров ее державки. Уменьшению ошибок измерения способствует также выбор материала и толщины проводов термопары. Радиационная ошибка, которая определяется уровнем измеряемой температуры, зависит от количества экранов вокруг спая термопары.

Статическая температура потока Т„ в (2) рассчитывается с использованием известного газодинамического соотношения

1 ^—!-м2

связывающего статическую температуру Т„ с температурой торможения Г0 при известном значении числа М.

В экспериментальной практике ЦАГИ широко используются колпачковые термоприемники проточного типа со сферическим спаем термопары (рис. 2, а). В них спай помещен в камере торможения (колпачке), где он обтекается струей умеренной скорости. Площадь отверстий на выходе из колпачка меньше, чем площадь входного отверстия. Это уменьшает скоростную погрешность Л7[. Кроме того, камера торможения служит также экраном термопары, что уменьшает радиационную погрешность А Г3.

б)

О

— ** —

Рис. 2. Колпачковый термоприемник проточного типа с точечным сферическим спаем термопары (а) и термоприемник с трубчатым

спаем (б)

Точность измерения Т0 с помощью колпачкового термоприемника удовлетворяет практическим требованиям при дозвуковой и малой сверхзвуковой скоростях потока и относительно

при малых числах 11е1м, когда подвод тепла к спаю становится соизмеримым с потерями тепла от спая, погрешность измерения заметно возрастает и коэффициент восстановления г0 становится существенно меньше единицы.

Точное определение потерь тепла от спая расчетным путем затруднено, поскольку ошибка измерения зависит от многих факторов, большая часть которых не поддается строгому учету. Поэтому вместо учета тепловых потерь обычно идут по пути их устранения, что также затруднено, особенно при больших сверхзвуковых числах М.

Необходим поиск эффективных способов снижения погрешности измерения. Проведенные исследования показали, что таким средством повышения качества термоприемника является уменьшение не абсолютной величины потерь тепла спаем термопары, а их доли в общем тепловом балансе термопары, что достигается резким повышением интенсивности подвода тепла к спаю термопары.

2. Термоприемник для измерения температуры торможения в потоке с большими

уравнения теплового баланса спая термопары, которое запишем в следующем упрощенном виде:

Уравнение (3) выражает баланс между конвективным подводом тепла к спаю (I) и отводом тепла от спая посредством теплопроводности (II) и излучения (III). С целью упрощения здесь не учитывается конвективный теплообмен на поверхности проводов термопары.

Решая (3) относительно разности ДТти =Т0 — 7ИЗМ, имеем

Здесь Ть — температура проводов термопары на расстоянии I от спая; и ^ — площадь соответственно омываемой поверхности спая термопары и сечения двух отводящих проводов термопары; Я = (^1 Х2)/2—среднее значение коэффициента теплопроводности проводов термопары; ак —коэффициент конвективной теплоотдачи от газа к спаю; значение

и окружающей средой с температурой Тс; С12 — эффективный коэффициент излучения.

Из соотношения (4) следует, что погрешность, обусловленная теплопроводностью, будет тем меньше, чем больше значение критерия Био, В1 = акЬ/Х. При этом интенсификация конвективной теплоотдачи ак приводит одновременно к уменьшению погрешности как за счет теплопроводности, так и за счет излучения.

С практической точки зрения эффективным способом повышения качества термоприемника является увеличение отношения . Так, при переходе от точечного сферического спая термопары к проточному трубчатому (цилиндрическому) спаю площадь поверхности спая резко увеличивается и, следовательно, погрешность измерения, обусловленная теплопроводностью проводов термопары, снижается. Увеличение размеров цилиндрического спая особенно эффективно в том случае, когда потери тепла за счет теплопроводности существенно преобладают над

больших числах Рейнольдса на единицу длины

Однако в сверхзвуковом потоке

сверхзвуковыми числами М (М>6) и низкой плотностью

Проведем анализ

*1® к (г0-тизм) = (^2 /і)(гшм — 7І) ед2 (т£м — гс4)

(3)

і

п

пі

(4)

II III

Си (^изм/іоо)4-(т;/іоо)4

а,

——————— определяет коэффициент лучистого теплообмена между спаем

^изм — Т9

потерями тепла за счет теплообмена излучением. В общем случае существуют оптимальные размеры цилиндрического спая, поскольку чрезмерное увеличение его длины приводит к снижению среднего по поверхности спая значения коэффициента конвективной теплоотдачи, а также к росту погрешности за счет излучения. Оптимальная длина цилиндрического спая, которая определяется условиями его обтекания, может быть найдена опытным путем.

Конструктивная схема разработанного в ЦАГИ [1] термоприемника с цилиндрическим спаем термопары приведена на рис. 2,6. С целью обеспечения оптимальных условий обтекания трубчатого спая и уменьшения тепловых потерь от спая термоприемник имеет камеру торможения и защитные экраны. Выход газа из проточных каналов термоприемника осуществляется эжектированием его набегающим потоком через отверстия в силовом экране, на котором крепятся остальные экраны. Экспериментально показано, что просасывание газа через проточный трубчатый спай осуществляется за счет кинетической энергии набегающего потока.

Исследования показали, что в условиях течения сплошной среды для термоприемника с проточным трубчатым спаем оптимальным является отношение площади выходных отверстий 7*2 = п/2 (где п — число отверстий) к площади входного отверстия /<] термоприемника

Рг/Ру =0.25—0.4.

Наличие камеры торможения в термоприемнике способствует ослаблению влияния скоса набегающего потока на его показания.

Для оценки постоянной времени термоприемника с трубчатым спаем воспользуемся известным соотношением [2]

Про анемометры:  Материальный поток: понятие, виды, единицы измерения — Студопедия.Нет

_ сО ~ а^’

где с — удельная теплоемкость материала спая; О — вес спая; Р — общая площадь спая; а — коэффициент конвективной теплоотдачи.

Инерционность термоприемника обратно пропорциональна суммарной площади омываемой поверхности спая и пропорциональна его массе.

Сравнение постоянной времени х термоприемников со сферическим (точечным) спаем и с проточным трубчатым спаем показало, что их значения приблизительно одинаковы и равны соответственно 0.58 и 0.46 с при М= 1 и 0.28 и 0.27 с — при М= 1.5.

С целью уменьшения массы трубчатого спая толщина его стенок 5 составляла не более 0.1 мм. При этом трубчатый спай омывался нагретым газом как с наружной, так и с внутренней стороны, что существенно увеличивало омываемую поверхность спая. Однако следует иметь в виду, что инерционность термопары зависит также от степени разреженности газа и скорости потока во внутренних каналах термоприемника.

Общий коэффициент восстановления г0 для трехэкранного термоприемника с трубчатым спаем определялся при числах М = 6; 6.6 и 7.4 и статическом давлении рст = 1—3 мм рт. ст. При этом температура торможения Г0 изменялась от 400 до 750 К. Для сравнения в одних и тех же условиях исследовался также термоприемник со сферическим спаем, помещенным в колпачковой камере торможения. Результаты измерений представлены на рис. 3 в виде зависимости г0 от числа Рейнольдса Ке = 11оаО/, рассчитанного по наружному диаметру термоприемника (£>= 14 мм), и уровня температуры торможения Т0,

Измерения показали, что значения г0 для термоприемника с проточным трубчатым спаем при всех исследованных числах М составляют не менее 0.98. Можно считать, что они практически не зависят от уровня измеряемой температуры Г0 и от чисел М и Ле, в то время как у широко применяемого колпачкового термоприемника со сферическим спаем значения г0 зависят как от Т0, так и от чисел М и 11е (при Ке<2104, Г0>500, М>6).

Однако из рис. 3 следует, что при 11е<104 и числах М>6 наблюдается тенденция к снижению коэффициента гд ив случае термоприемника с трубчатым спаем. С учетом этого был

а)

Рис. 3. Зависимость коэффициента восстановления г0 от числа Рейнольдса Яе = и„Б/ (а) и уровня температуры торможения Т0 (б):

1 — термоприемник с трубчатым спаем; 2 — термоприемник с точечным сферическим спаем; 3, 4, 5— М = 5.9; 6.6; 7.4

применен способ более сильной интенсификации подвода тепла к спаю термопары путем замены трубчатого спая на спай, выполненный в виде «обратного сопла Лаваля» [3] (рис. 4). В этом случае усиленный подвод тепла к спаю осуществляется за счет существенного увеличения не только площади спая, но и коэффициента конвективной теплоотдачи.

Величина коэффициента конвективной теплоотдачи ак прямо пропорциональна значению

удельного расхода газа ри, максимальное значение которого достигается в сопле при М = 1.

В связи с этим следует уменьшить потери давления на входе сверхзвукового потока в сопло, которые имеют место в прямом скачке уплотнения. Для этого вместо прямого скачка перед термоприемником следует осуществить непрерывное снижение сверхзвукового числа М в самом канале сопла. Чтобы избежать прямого скачка, в сопле были сделаны перфорированные стенки, через которые осуществляется перепуск газа из сопла наружу. При частичном восстановлении давления прямой скачок уплотнения

____ _____ реализуется внутри сопла, но уже при числах М

гтат меньших, чем число набегающего потока. После

скачка уплотнения в сужающемся канале сопла дозвуковой поток начинает разгоняться и при наличии необходимого перепада давления

/>//>0*0.528

достигает скорости звука в критическом сечении сопла, при которой удельный расход ри достигает своего максимума и имеет место максимальный коэффициент конвективного теплообмена.

Возможный в этом случае рост погрешности измерения, связанный с недовосстановлением скоростной составляющей температуры, окупается выигрышем, обусловленным увеличением коэффициента конвективной теплоотдачи.

Площадь отверстий п/ на выходе из термоприемника должна быть больше площади критического сечения спая-сопла и составлять не менее 30% от площади сечения Р на входе в сопло (здесь п — количество отверстий).

Рис. 4. Термоприемник со спаем, выполненным На Рис- 5 приведены фотографии обтекания

в виде «обратного сопла Лаваля» термоприемника с трубчатым спаем (рис. 5, а) и тер-

Вид Ак

Рис. 5. Фотография обтекания термоприемников с трубчатым спаем (а) и с перфорированным спаем-соплом (б) при М = 5.15 и рст = 1СГ2 мм рт. ст.

моприемника с перфорированным спаем-соплом (рис. 5, б) сверхзвуковым потоком газа низкой плотности при М = 5.15 и рст =10 мм рт. ст. Видно, что перед термоприемником с трубчатым спаем имеет место явно выраженный прямой скачок уплотнения, в то время как перед термоприемником с перфорированным спаем-соплом вместо прямого скачка уплотнения наблюдаются только косые скачки уплотнения от передних кромок «обратного сопла Лаваля». В этом случае прямой скачок уплотнения реализуется внутри спая-сопла термоприемника при числах М, меньших чем число Мм набегающего потока.

Проведенные исследования показали, что общий коэффициент восстановления термоприемника с перфорированным спаем-соплом при числе М = 9, рст = 1.9 мм вод. ст. и Г0 = 900 К равен 0.97. Как отмечено выше, в случае термоприемника с трубчатым спаем при Яе < 104 и числах М > 6 наблюдается тенденция к снижению значения г0 (см. рис. 3).

Таким образом, термоприемник с перфорированным спаем-соплом может быть рекомендован для измерения температуры торможения гиперзвукового потока малой плотности при числах

М< 10 и единичном числе Рейнольдса Ле1м = иж/ < 105.

3. Термоприемник для измерения температуры торможения в сверхзвуковом потоке разреженного газа. При измерении температуры потока сильно разреженного газа обычно используются свободномолекулярные зонды. Зонд представляет собой тонкую металлическую нить, диаметр которой намного меньше длины свободного пробега молекул А, что обеспечивает свободномолекулярный режим обтекания нити зонда при числах Кнудсена Кп = Х/с1 > 5.

При высокой температуре потока измерения с помощью свободномолекулярного зонда затруднены, что обусловлено относительно большими потерями тепла от нити к ножкам зонда. Следует указать также на механическую непрочность длинных тонких нитей зонда и на необходимость пересчета измеренной зондом равновесной температуры Те на температуру торможения Т0 газового потока. Согласно теории свободномолекулярного течения [4] равновесная температура для воздуха (у= 1.4) при больших числах М связана с температурой торможения соотношением

ц = Те/Т0 = Л61. (5)

Ниже приводятся результаты исследований, направленных на разработку метода и средств непосредственного измерения температуры торможения Т0 разреженного газа, которые позволяют избежать недостатков, свойственных свободномолекулярному зонду.

В основу такой разработки положено усовершенствование термоприемника с разнесенным трубчатым спаем, который нашел применение при измерении Т0 в условиях течения сплошной среды.

Задача сводится к выбору оптимальных размеров и формы спая термопары, которые способствуют интенсификации конвективного теплообмена между спаем и потоком разреженного газа.

Исследования проводились в вакуумной сверхзвуковой аэродинамической трубе с электрическим подогревом воздуха в форкамере трубы. Измерения проводились при числе М = 6. Число

Рейнольдса на единицу длины RelM изменялось от 1.5 104 до 3.5-104, а длина свободного пробега молекул в невозмущенном потоке была равна 0.3—0.6 мм. Температура торможения потока изменялась в пределах от 600 до 900 К. Свободномолекулярные зонды представляли собой нити из сваренных встык проводов термопары медь — константан диаметром 0.1 и 0.03 мм с относительной длиной l/d > 1000.

Про анемометры:  Бофорта шкала — Большая советская энциклопедия

При течении сильно разреженного газа коэффициент конвективного теплообмена на поверхности трубчатого спая существенно меньше, чем при течении сплошной среды. При этом потери тепла от спая за счет излучения могут быть соизмеримы с притоком тепла к спаю.

Величина суммарного подвода тепла к спаю термопары зависит от проточности спая и экранов (скорости их обтекания), длины цилиндрического спая, положения спая относительно переднего среза экрана термоприемника.

В условиях потока разреженного газа на внутренних поверхностях спая и экранов термоприемника быстро нарастает пограничный слой, что уменьшает их проточность и снижает скорость обтекания спая. Опыт показывает, что увеличение проточности и скорости обтекания спая способствует заметному увеличению конвективного теплообмена между газом и спаем, поскольку положительный суммарный эффект больше динамической погрешности измерения за счет недовосстановления скоростной составляющей температуры. Заметим, что в потоке разреженного газа целесообразными могут оказаться те средства интенсификации теплообмена, которые неприемлемы в условиях течения сплошной среды.

Влияние длины трубчатого спая /с постоянного диаметра (D = 8 мм) на показания термоприемника в сверхзвуковом набегающем потоке представлено на рис. 6. Максимальное значение температуры имеет место при длине спая, близкой к 1 мм. В этом случае толщина пограничного

слоя на поверхности спая близка к нулю и, следовательно, имеет место максимально возможное значение коэффициента конвективного теплообмена. При этом тепловой поток к спаю возрастает за счет увеличения скорости обтекания спая.

Подобная картина имеет место и при обтекании экрана спая, проточность которого зависит от длины экрана. Опыты показали, что оптимальная длина экрана равна его диаметру. При меньшей длине экрана внутри него реализуется сверхзвуковое течение, что приводит к уменьшению коэффициента восстановления термоприемника.

На рис. 7 представлена зависимость показаний термоприемника от положения спая относительно переднего среза экрана. Видно, что измеряемая температура достигает своего максимума, когда спай находится вблизи переднего среза экрана, причем этот максимум тем больше, чем меньше длина экрана /э, т. е. чем больше проточность экрана. Экран термоприемника используется не только для защиты от излучения, но и как

средство для создания скачка уплотнения непо-Рис. 6. влияние длины трубчатого спая на показания средственно перед спаем находящимся в этом термоприемника в сверхзвуковом потоке разрежен-

ного газа случае в области повышенной температуры.

а)

г. ТО

о*

200

.100

«К

й

и~ 50 мм

Измерения температуры с помощью: • — свободаомолекулярного зонда;

О — цилиндрического спая

-20

-10

10

20

х [мм]

б)

пт

о 300 о

о 4=25 мм

О

О

г

100

-10

10

20

х [мм]

Рис. 7. Зависимость показаний термоприемника от положения спая относительно переднего среза экрана при /э = 50 мм (а) и /э = 25 мм (6)

Т. [°С]

300

200

0 1 2 3 4 «э

Рис. 8. Влияние числа экранов п3 на показания термоприемника

Из рис. 8 видно, что увеличение числа экранов более двух не сказывается на показаниях термоприемника, что позволяет существенно уменьшить наружные габариты термоприемника. Следует особо обратить внимание на выбор длины проводов от спая термопары, омываемых горячим газом. Для проводов термопары хромель — алюмель оптимальной является относительная длина //й? = 30.

На рис. 9, а приведена конструктивная схема предлагаемого термоприемника для измерения температуры торможения Т0 в сверхзвуковом потоке

разреженного газа [5].

Сравнение результатов измерения температуры торможения Г0 с помощью предлагаемого термоприемника и свободномолекулярного зонда приведено на рис. 9,6. Измерения проводились в сверх-

а)

I — экраны; 2 — спай; 3 — термопара хромель алюмель, 4 — державка

500

400

300

200

100

б)

С] …. Измерения температуры: с немощью предлагаемою термоприемника • с экранами; о без экранов; Д с помощью свободпомолекуляр-

• О • * •»

О О • •

с 1 • > • щ

‘В 4 • « *

‘»ПОГ» • £ •

о

40

80 120 160

X [мм]

Рис. 9. Конструктивная схема предлагаемого термоприемника для измерения температуры торможения Т0 в сверхзвуковом потоке разреженного газа (я) и сравнение результатов измерения Т0 с помощью предлагаемого термоприемника и свободномолекулярного зонда (б)

звуковой струе, свободно истекающей из отверстия в форкамере трубы в вакуум. В этом случае число М, давление и удельный массовый расход изменялись в направлении потока, в то время как в рабочей части аэродинамической трубы они постоянны. Пересчет показаний Те, измеренных с помощью свободномрлекулярного зонда, на значения Г0 осуществлялся с использованием соотношения (5). Здесь же представлены значения Г0, измеренные с помощью безэкранной термопары с кольцевым спаем длиной 1 мм и диаметром 8 мм. Видно, что термоприемник предложенной конструкции дает значительно более высокие показания, чем свободномолекулярный зонд.

4. Микротермопара для измерения температуры в пограничном слое. В экспериментальной практике возникает необходимость в измерении температуры торможения в тонком вязком подслое турбулентного пограничного слоя в непосредственной близости от обтекаемой поверхности. Для этой цели предлагается микротермопара, выполненная из сваренных встык тонких стального и константанового проводов диаметром с? =0.03 мм.

В этом случае малый диаметр проводов и спая микротермопары способствует резкой интенсификации теплоотдачи при поперечном ламинарном обтекании проводов термопары. Если учесть, что в этом случае коэффициент конвективной теплоотдачи ак I можно представить как

-1/2

ММ

Рис. 10. Микротермопара для измерения температуры потока в вязком подслое (а) и типичное распределение температуры газа в пограничном слое в непосредственной близости от стенки при разных числах Рейнольдса (б):

1,2, 3 — Яе** = 908, 757; 525; 4 — значения температуры потока, измеренные с помощью микротермопары; 5 — с помощью пленочного термометра сопротивления, установленного на обтекаемой поверхности

тогда соотношение (4) запишется в виде

Л7изм =^(7изм ~Ть)а5’2 ВаЛГ™-Г‘ИШ (6)

Здесь А и В — константы, с1 — диаметр проводов.

Из (6) следует, что уменьшение диаметра проводов микротермопары является весьма эффективным средством снижения погрешности измерения, так как это приводит к уменьшению относительных потерь тепла от спая одновременно за счет теплопроводности и излучения.

Провода микротермопары, натянутые между двумя иглообразными державками, располагаются в пограничном слое параллельно обтекаемой стенке и находятся в зоне равных температур. Отношение длины проводов к их диаметру //с/ должно быть не меньше 300.

Типичное распределение температуры газа в пограничном слое, измеренное с помощью микротермопары, приведено на рис. 10. О достоверности измеренного распределения температуры газа в вязком подслое, в непосредственной близости от обтекаемой стенки, можно судить по стыковке значений температуры газа, измеренной микротермопарой, и температуры стенки, измеренной пленочным термометром сопротивления, непосредственно заделанным в стенку.

5. Калориметрический зонд для измерения энтальпии высокотемпературного газового потока. Одним из наиболее надежных способов определения энтальпии газового потока является ее измерение с помощью калориметрического зонда.

В качестве калориметра, поглощающего тепло набегающего потока, может служить жидкий охладитель (например, вода) или проточная трубка, выполненная из металла с высоким коэффициентом теплопроводности (чистая медь).

Про анемометры:  Единица измерения магнитного потока, теория и онлайн калькуляторы

Однако зонды с калориметром — водой имеют большую инерционность (время измерения т> 10 с), что ограничивает их применение в условиях работы высокотемпературных аэродинамических труб кратковременного действия. Инерционность же зонда с медным проточным калориметром составляет порядка 1.5 с.

Конструктивная схема зонда с проточным медным калориметром приведена на рис. 11.

Из теплового баланса калориметрического зонда следует, что для энтальпии торможения Ид, из-

меряемой с помощью зонда, можно записать соотношение

_ Сктк Жк , бп_

«0 » срг*0г ^ ’

тТ ах тт

где ск, тк, /к

соответственно удельная теплоемкость, масса и средняя по объему температура калориметра; срг, Г0г — удельная теплоемкость и температура торможения охлажденной порции газа на выходе из калориметрического зонда; щ — расход газа через проточный калориметр зонда; Qп — величина тепловых потерь калориметром.

Расход газа через калориметр зонда, равный

тТ=сРра*,

измеряется с помощью цилиндрического сопла (шайбы) с площадью поперечного сечения При этом для определения коэффициента расхода с использовалось соотношение [6]

Яе5/6

17.11 //^ 1.65 Ке° 8 ‘

Здесь Ке = а с1 , где а, — звуковая скорость истечения газа из отверстия сопла; йжі

соответственно диаметр и длина сопла; р и V — плотность и кинематическая вязкость газа, от-несенные к условиям газа на выходе из мерного сопла.

Тепловые потери бп от калориметра зонда определяются опытным путем на специальном градуировочном стенде [7]. Для этого поток газа на входе в калориметрический зонд нагревается с помощью высокотемпературного нагревателя, при этом струйка горячего газа прокачивается через проточное отверстие в калориметре зонда с помощью форвакуумного насоса.

Струйка проходящего через зонд газа обеспечивала нагрев калориметра до температуры 150—200°С, т.е. такой, какую калориметр принимает во время измерений в высокотемпературной аэродинамической трубе.

охладитель

Рис. 11. Конструктивная схема калориметрического зонда

с проточным медным калориметром:

I — калориметр из красной меди; 2 — наружная стенка зонда,

После ТОГО как нагреватель стенда И про- охлаждаемая водой; І — воздушная теплозащитная прослойка;

ТОК газа через калориметр включались, начи- ~ термопара для измерения температуры калориметра;

г г г 5 — термопара для измерения температуры порции газа на выходе

налось медленное охлаждение калориметра из калориметра

£?= Дж/с

к

800

600

400

/ г

& ті о 2 хЗ А4

/

б)

200

400

600 Рис. 12:

800 Т,

О контр5

зонда, обусловленное тепловыми потерями за счет теплопроводности конструкции зонда. Темп охлаждения калориметра определялся по изменению во времени как температуры медного калориметра /к, так и температуры внутренней стенки корпуса зонда /ст.

Полученная таким образом градуировочная зависимость

с1Т

О^п ~ Сктк ~ / (^к — ^ст )

приведена на рис. 12, а для калориметра с массой тк =28.53 г. Эта зависимость является рабочим графиком поправок на потери тепла калориметром в условиях измерения Ад при известных значениях (/к -/сх).

Переход от значений энтальпии /г0 к значениям температуры торможения То газового потока осуществляется с помощью таблиц термодинамических функций воздуха [8].

О достоверности величины приведенных на рис. 12, а поправок к показаниям зонда можно судить, сопоставляя значения температуры торможения Т0 потока, измеренные с помощью калориметрического зонда и контрольного экранированного термоприемника, который обычно используется при измерении температуры торможения газового потока до 1000°С. Сравнительные измерения проводились в потоке газа с температурой до 1000 К. Как видно на рис. 12,6, значения Т0, полученные с помощью калориметрического зонда и контрольного термоприемника, согласуются между собой.

Среднеквадратичная погрешность измерения Т0 калориметрическим зондом

о =

( N

Уд7;2/л?

,0.5

V (=1

•100%,

— Т -Т

гр _ ■‘контр лизм

составляла около 3%.

Заметим, что поскольку тепловой режим

а — поправка на потери тепла калориметром при известных зна- КЗЛОрИМетрИЧеСКОГО ЗОНДЗ ГфИ раЗНЫХ ЗНаЧЄНИ-

чениях (?к-гст); б — сопоставление значений температуры ях энтальпии набегающего потока характери-

торможения потока, измеренных с помощью калориметрическо- зуется ВЄЛИЧИНОЙ разности (7К _^ст), Которая го зонда и контрольного экранированного термоприемника: 1,2,

3, 4 — масса калориметра 15.62, 14.02; 28.53; 3.06 г В ОПЫТах НЄ Превышала 110°С (СМ. рис. 12, о),

то величина погрешности остается такой же и при Т0 >1000 К. Разность (/к -/ст) регулируется изменением расхода нагретого газа, протекающего через калориметр, а также расхода жидкости, охлаждающей корпус зонда. Инерционность калориметрического зонда определялась как время выхода величины с#к/с/т; на ее максимальное значение.

В процессе градуировки было установлено, что зонд с медным калориметром массой тк =3.06 г имеет инерционность, равную 0.2 с при уровне измеряемой температуры Т0 ~ 2000 К.

Таким образом, результаты исследований указывают на удовлетворительную работоспособность предложенной конструкции калориметрического зонда, если использовать рекомендуемый способ введения поправок к показаниям зонда, учитывающих тепловые потери калориметра.

Заключение. Приведены характеристики термоприемников для измерения температуры торможения Т0 газового потока в сложных условиях течения. При разработке указанных средств измерения вместо традиционного способа повышения качества термоприемника (защита от потерь тепла спаем термоприемника) осуществляется резкая интенсификация подвода тепла к спаю, что способствует уменьшению доли потерь тепла в общем тепловом балансе термоприемника при постоянной величине абсолютных потерь тепла. Задача сводилась к выбору эффективных способов такой интенсификации. Приводятся разные варианты интенсификации подвода тепла к спаю и результаты их применения.

Термоприемники рекомендуются для практических измерений температуры торможения Г0 в аэродинамических трубах при больших сверхзвуковых числах М как в потоке сплошной среды низкой плотности (М>5, Re^ > 104), так и в сверхзвуковом потоке сильно разреженного газа (RelM<104).

Предложен способ измерения высокой температуры потока (Г0 > 2000 К) с помощью калориметрического зонда.

Рассмотрена методика измерения температуры потока в пограничном слое в непосредственной близости от обтекаемой поверхности (в области тонкого вязкого подслоя).

ЛИТЕРАТУРА

1. Р е п и к Е. У. Измерение температуры газового гиперзвукового потока малой плотности//Труды ЦАГИ. 1967, вып. 1066.

2. Моффат Р. Д. Измерение температуры газа. — Сб.: Измерение нестационарных температур и тепловых потоков / Под ред. А. Н. Гордова. — М.: Мир, 1966.

3. Ре пик Е. У. Устройство для измерения температуры газового потока. — Авт. свид. № 135669, 1960.

4. Паттерсон Г. Н. Молекулярное течение газов. — М.: Физматгиз, 1960.

5. Р е п и к Е. У., С о с е д к о Ю. П., Д е р б у н о в и ч Г. И. Термоприемник для измерения температуры сверхзвукового потока разреженного газа. — Авт. свид. № 230459 // Бюлл. изобр. 1968, № 34.

6. N ak aj am a Y. Bull. JSME. 1961, V. 4.

7. Поляков В. И., Р е п и к Е. У., С о с е д к о Ю. П. Способ измерения температуры. — Авт. свид. № 847075 // Бюлл. изобр. 1981, № 26.

8. Предводителев А. С., Ступоченко Е. В., Плешанов А. С., Самуй-лов Е. В., Рождественский И. Б. Таблицы термодинамических функций воздуха. —

М.: ВЦ АН СССР, 1962.

Рукопись поступила 1/III2007 г.

Оцените статью
Анемометры
Добавить комментарий