Справочник: Рабочие процессы в ракетных двигателях твердого топлива (Шишков А.А., Панин С.Д.) - часть 7

 

  Главная      Книги - Разные     Справочник: Рабочие процессы в ракетных двигателях твердого топлива (Шишков А.А., Панин С.Д.) - 1988 год

 

поиск по сайту            правообладателям  

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

содержание      ..     5      6      7      8     ..

 

 

 

Справочник: Рабочие процессы в ракетных двигателях твердого топлива (Шишков А.А., Панин С.Д.) - часть 7

 

 

оценок поперечной силы в зависимости от угла
( 5°), характеризующего
несимметрию, можно использовать формулу
Р
y ,
где А0,1 при повороте дозвуковой части на угол
(табл.
4.11); А=1 при
повороте сверхзвуковой части сопла на угол
; А=l/(
r
) при повороте
aM
a
концевого участка длиной l на угол .
Зависимость поперечной силы от значения поперечного сдвига
/r
дозвуковой части также линейна: Р
y ()=0,25.
Чем дальше от минимального сечения сопла в дозвуковой части находится
рассматриваемый участок (симметричный или асимметричный), тем меньшее
влияние он оказывает на параметры в трансзвуковой и сверхзвуковой частях.
Так, зксцентриситет реактивной силы уменьшается в четыре раза при
увеличении расстояния между асимметричным возмущением и критическим
сечением от 0 до 0,45
r
. Плоскость разъема поворотного сопла должна быть на
таком расстоянии от плоскости критического сечения, чтобы не возникали
дополнительные эксцентриситетные возмущения и нерасчетные уносы
материала в области критического сечения.
Эксцентриситет реактивной силы, обусловленный нарушением симметрии
входа, удается уменьшить введением цилиндрического пояска длиной
l
l
/r
Г
Г
в горловине сопла:
P
(l
)
y
Г
1
2,26lГ
P
(0
)
y
Таблица 4.11
Коэффициент А для сопел с различной длиной
сверхзвуковой части L/r*
и различным расстоянием повернутой секции
дозвуковой части от минимального сечения
/ r
(d
/ d
2,04)
1
a
А при
/r
1
*
L/d
*
0
0,32
0,45
2,82
0,034
0,018
0,008
4,07
0,159
0,028
0,014
4,78
0,049
-
-
0
-0,12
-
-
_________________
*d
/
d
1
a
*
130
Наличие асимметричных возмущений при перерасширенном течении в
сверхзвуковой части сопла приводит к несимметричному отрыву потока от
стенки и к существенному изменению поперечной силы.
Эксцентриситет реактивной силы вследствие нарушений симметрии
выходного среза рассчитывают по результирующей сил давления на не-
уравновешенную часть сопла. В случае косого среза, плоскость которого
наклонена под малым углом к плоскости поперечного сечения, приближенно
имеем н=0)
Py
Э
2
1
kM
a
Наиболее универсальным подходом является решение задачи
пространственного течения рабочего тела в сопле и интегрирование по контуру
рассчитанного распределения давления по стенке.
Для исследования безотрывных сверхзвуковых пространственных течений
газа в соплах применяются различные численные методы
(метод малых
возмущений, послойный метод характеристик, метод сквозного счета,
разностный метод второго порядка точности, стационарный аналог схемы С.К.
Годунова), а также экспериментальные методы (например, с использованием
дифференциальной установки). Для случая поворота оси конического сопла (в
сечении, соответствующем у1,1) все методы дают одинаковые результаты
(рис. 4.7, =6°) [23].
Относительная поперечная сила в направлении, параллельном плоскости
выходного среза сопла(
x
=12),в начальном сечении поворотного колена (х=0,63)
a
равна Ру=sin =0,104, а в его выходном сечении, одновременно являющемся
начальным сечением осесимметричного раструба (0,65 x <12),
2
,
P
y
10,5(M
1)

0,08
Py
2
1
P
1(kM
)
В выходном сечения сопла а=12) Ру=-0,007. Такое же искажение потока
возникает и при работе поворотной секции сопла. Коэффициент усиления
поворотной секции сопла Ку=Ру/(Р )=0,8«1,2; причем большие значения Ку
соответствуют меньшим расстояниям между сечениями критическим и разъема
(1,1 у 2; у
a =4,5; a =10°). Шарнирный момент в этом случае возрастает с
ростом у:МШ =МШ /(Роr3)=1,2; 2,3; 3 при у=1,1; 1,2; 1,4 соответственно. Если в
месте разъема имеются уступы, то необходимо учитывать возможность
образования отрывных зон.
При несимметричном выходном срезе сопла распределение давления на
боковых стенках не изменяется, если линии Маха, отходящие от выходных
кромок, попадают на свободные границы истекающей струи.
Даже если угол Маха немного больше, чем угол косого среза, то
осесимметричная модель по-прежнему является достаточно точной.
Если воспользоваться моделью одномерного течения в сопле с косым
срезом (рис. 4.8), то для относительной боковой силы в пустоте получим
131
В случае рн>0 боковая сила зависит от разности р-рн, и могут понадобиться
более точные методы расчета распределения давления на неуравновешенную
часть сопла.
К осесимметричной части сопла может быть пристыкован кососрезанный
насадок, угол наклона контура которого меньше угла наклона осесимметричной
части (см. поз. 2 на рис. 4.8) . Тогда в месте стыковки возникает косой скачок,
давление существенно возрастет, что приведет к увеличению Ру. При
известном донном давлении рд в ступенчатом сопле (см. поз. 3 на рис. 4.8)
распределение давления в цилиндрическом насадке рассчитывается, например, с
помощью стационарного аналога метода С.К. Годунова. Возникающая при этом
поперечная сила принимает наибольшее значение, если присоединение границ
струи, истекающей из узкой части, происходит в области неуравновешенной
части кососрезанного насадка. Максимальное давление в области присоеди-
нения в 1,9 и более раз превышает донное давление и зависит от числа Маха на
границе струи:
p
max
1,8(M
1)(k
1,4
;
М
2)
ГР
ГР
p
Д
Рис. 4.7. Распределение поперечной силы (а) в коническом сопле с поворотом
оси (б)
Рис, 4.8 Распределение давления на стенке различных
сопел с косым срезом:
1
- коническое сопло;
2
- коническое с цилиндрической приставкой;
3
-
коническо-цилиндрическое.
132
4.4. ХАРАКТЕРИСТИКИ УСТРОЙСТВ СОЗДАНИЯ УПРАВЛЯЮЩИХ УСИЛИЙ
4.4.1. ОБТЕКАНИЕ ВЫДВИЖНОГО ЩИТКА И ДЕФЛЕКТОРА
При погружении выдвижного щитка в сверхзвуковую струю в области среза
сопла часть потока отклоняется от стенки соплами обтекает щиток (рис. 4.9).
Пограничный слой перед линией отрыва обычно турбулентный, высота
ступеньки (глубина погружения щитка) больше толщины пограничного слоя б.
В косом скачке линии тока отклоняются от первоначального направления,
между отклоненным потоком и стенкой образуется турбулентная область (см.
подразд. 4.5).
Общая картина турбулентного отрыва не зависит от того, каким способом
он создается: ступенькой
(различного вида), противодавлением, падающей
ударной волной, поперечным вдувом газа или впрыском жидкости.
Боковая сила, вызванная турбулентным отрывом плоского сверхзвукового
потока перед ступенькой, может быть записана в виде суммы интегралов
прироста давления по области перед отрывом (примерно 2,5 ) и по области
отрыва (около 4,5h).
Приближенно
P
y
4,5(p p
)hr(M
)
h
2
1
1
2,3r(M
)M
K
F
,
1
1
y
Щ
P
p
h
h
1
a
a
p
h
1
a
2
где Р
p
h
(1kM
)
- пустотная тяга двигателя при выведенном
1
a
1
r(M
)
1
щитке; ha — высота поперечного сечения плоского сопла шириной, равной 1;
2
Ку=2,3
M
r(M
)
- коэффициент относительной боковой силы; Fm=h/ha
1
1
относительная площадь погружения щитка.
Рис. 4.9. Обтекание сверхзвуковым потоком препятствий на стенке:
а
- выдвижного щитка; б
-распределение давления; в
-струйного
препятствия.
Потери тяги вследствие погружения щитка в поток (или относительное
сопротивление щитка) без учета давления на его тыльной стороне
133
P
1,6p h(M
)
2
1
K
F
,
Щ
P
p
h
1
a
2
1
где
K
1,6(10,5M
)(1
kM
)
- коэффициент относительных потерь (табл. 4.12).
1
1
В последней колонке табл.
4.12 для сравнения приведены значения
2
коэффициента
c
/2
1,4/
M
1
в формуле для относительной боковой силы
y
P
c
F
y
ГР
газового руля, установленного на срезе сопла y
P
2
F
a
Выдвижной щиток РДТТ имеет не только верхнюю, но и боковые кромки.
В области отрыва возникают течения, параллельные линии пересечения
плоскостей щитка и сопла. Трехмерные эффекты становятся особенно
существенными, если высота щитка превышает размах в пять и более раз.
Опытные, характеристики щитка, вводимого в поток в выходном сечении,
приведены в табл. 4.13.
Обтекание дефлектора аналогично рассмотренной картине течения в сопле
с выдвижным щитком. Однако поверхность дефлектора составляет отличный
от нуля угол с направлением оси у, перпендикулярной к оси сопла. Поэтому
равнодействующая сил давления на дефлектор является не только
сопротивлением, но и имеет составляющую по оси у. Кольцо дефлектора
воспринимает примерно 2/3 полной боковой силы, а около 1/3 боковой силы
приходится на стенку сопла в области отрыва потока.
Таблица 4.12
Характеристики выдвижного щитка и газового руля
M
F /F
K
K
P /P
c
/
2
a
a
y
y
y
2
1,9
0,80
0,55
1,5
0,81
3
6,4
0,59
0,34
1,7
0,50
4
28
0,46
0,24
1,9
0,36
Таблица 4.13
Опытные характеристики выдвижного щитка
Относительная площадь щитка
F
0,05
0,10
0,15
Щ
0
Угол отклонения вектора тяги
30
90
Относительные потери тяги
0,02
0,05
0,08
При увеличении утечки газа через зазор между срезом сопла и дефлектором
уменьшаются, размер отрывной зоны, образующейся на стенках сопла при
повороте дефлектора, и поперечная сила, а также увеличиваются Р.
134
4.4.2. ВДУВ ГАЗА И ВПРЫСК ЖИДКОСТИ В СОПЛО
Если через отверстие в стенке сопла втекает в поток вторичная струя
жидкости или газа, то часть потока отклоняется от стенки; а вверх по течению
от отверстия образуется зона повышенного давления. При этом возникает
боковая сила, которая складывается из реактивной силы вторичной струи и
равнодействующей сил давления в области отрыва потока.
v Обтекание струйного препятствия в сопле сопровождается не только
возникновением боковой силы, то и приростом тяги, так как сопротивление
вторичной струи не передается соплу, а равнодействующая сил повышенного
давления по зоне отрыва имеет осевую составляющую (боковая стенка сопла
наклонена к оси РДТТ).
Вторичная струя жидкости или газа воздействует на основной поток как
источник массы, количества движения и энергии. Так, в плоском сверхзвуковом
сопле
(с выходным сечением высотой ha) воздействие вторичной струи
бесконечно малой интенсивности dm приводит к повышению давления в потоке:
2
dp
kM
dH
k
1
dm
v
cosdm
dN
2
2
BT
{
(
M
)
(1
(k
1)M
)
vm
}
,
2
p
M
1
c
T
2
m
N
p
где Н, р - энтальпия и давление в потоке; vа - скорость потока; vBT - скорость
вторичной струи; vBTcos
- осевая составляющая скорости вторичной струи;
N - молярная масса.
Равнодействующая сил давления по возмущенной области длиной
2
l
h
M
1
равна dP ldp
, а соответствующий удельный импульс определяется
a
yp
соотношением
2
dP
kph
M
mdH
k
1
v
mdN
yp
a
2
2
BT
I
(
(
M
) (1
(k
1)M
)
cos
)
yp
dm
2
c Tdm
2
v
Ndm
m
M
1
p
Удельный импульс боковой силы при вдуве (впрыске) газа (жидкости) в
закритическую часть сопла (табл. 4.14. к=1,24, Т=300К, М=2,5):
dF
BT
I
I
I
I
v sin
(
p
p)
y
yp
BT
yp
BT
BT
dm
BT
где Iвт - собственный удельный импульс вдуваемой (впрыскиваемой) струи.
Коэффициент усиления при вдуве инертного газа в закритическую часть
сопла. Возмущенную пристенную зону, возникающую при вдуве газа в
закритическую часть сопла, можно разделить на две части: вверх и вниз по
течению от отверстия вдува, находящегося на расстоянии l от выходного
сечения сопла. Коэффициент усиления для первой части области,
характеризуемой отрывом потока перед трехмерным струйным препятствием,
равен
1,5...1,8, а коэффициент усиления для второй области увеличивается
пропорционально
(l/dэ)0,5. В результате анализа экспериментальных данных
имеем
P
l
y
,
K
1,65
(0,096(
)
0,904)(si
n
0,84
cos)
,
y
P
d
BT
Э
135
где
- угол между осью канала вдува и осью сопла ракетного двигателя;
m
BT BT
d
d
— эквивалентный диаметр отверстия
(здесь
и
Э
*BT
BT
m
расходные комплексы для газов вторичного и основного потоков;
p
p
).
0BT
0
Приведенная формула для Ку справедлива до тех пор, пока центральный угол
охвата возмущенной области в выходном сечении сопла 2а менее 160°. При
распространении возмущения на противоположную вдуву сторону сопла
(2а>160°)
коэффициент усиления уменьшается, и
уменьшение
пропорционально а (80°  а 160°):
2
K
1,25
(
80) *10
y
a
Таблица 4.14
Удельный импульс струи, втекающей
в закритическую часть сопла при взаимодействии с потоком
Тепло,
поглощаемое
впрыскиваемым
веществом при
Вдуваемое рабочее тело
I
, м/с
I
,кг/м2
y
y
нагреве до
температуры
потока (1700 К),
кДж/моль
Инертные газы:
H
41,8
7300
0,06
2
N
46
2320
0,27
2
продукты сгорания твердого
3
топлива (
1,66г/см
)
-54
4260
7,1
T
нейтральные жидкости:
144
1240
1,2
H O
2
156
1560
2,0
HCl
2
2F
83,6
1700
5,3
Br
2
реагирующие жидкости и газы
-426
6600
0,9
(
H
содержится в потоке):
2
-860
4700
6,8
O
2H
O
2H
2
2
2
210
1470
2,2
N
O
N
4H
O
4H
2
4
2
2
2
Примечание.
- плотность рабочего тела. Газы хранятся при давлении
0
10,3 МПа и впрыскиваются со звуковой скоростью под углом
  90
к оси
сопла.
136
Поэтому после того как угол охвата возмущенной области достиг значения
2=160°, увеличивать расход вдуваемого газа целесообразно только через
дополнительные отверстия, расположенные в области разрежения, находящейся
вниз по потоку от струйного препятствия. Тоща в этой области повышается
давление, и размеры возмущенной области не увеличиваются (в определенных
пределах роста mвт); коэффициент усиления при этом остается приблизительно
на прежнем уровне, а боковая управляющая сила возрастает.
Удельный импульс боковой управляющей силы при впрыске жид-
кости. Характеристики систем впрыска четырехокиси азота (стартовые РДТТ
ракеты "Титан-ЗС", табл. 4.15) и впрыска фреона-12 (третья ступень ракеты
"Минитмен") таковы:
а) при впрыске N2 О4 Ру 0,4(mBT )0,72 ;
m
mBT
б) при впрыске фреона-12 Ру/Р 0,35
; Ку=0,6.
m
Таблица 4.15
Боковая сила и удельный импульс при впрыске
в сопло четырехокиси азота
mBT /
m
0,02
0,05
0,10
0,15
0,20
0,30
P
0,02
0,045
0,075
0,10
0,115
0,14
Py /
2600
2400
2000
1700
1600
1200
I
м/с
y
В системе вытеснения фреона имеется стабилизатор давления (4,5±0,2)
МПа с пропускной способностью 0...0,45 кг/с (см. рис. 1.12). Расход газа или
жидкости на парирование случайных эксцентриситетных возмущений по
каналам тангажа и рыскания пропорционален сумме абсолютных значений
проекций управляющего усилия на каждую из взаимно перпендикулярных
плоскостей стабилизации z =|Х|+\y\=и+v>0, причем
2
2
u
f
(u)
exp(
) , при u 0,
1
2
2
2
x
x
а
f
(v) записывается аналогично. Плотность вероятности распределения суммы
2
двух модулей нормальных случайных величин z=\x\+\у\ (при х=
=)
y
137
2
4
z
z
g(z)
exp(
)Ф(
)
,
2
2
4
2
x
2
1
t
где
Ф(x)
exp(
)dt
2
t
0
z
Для вероятности получаем
g(z)dz
4Ф(
)
, так, вероятности
0,997
2
соответствует отклонение, равное примерно 4,2 .
4.4.3. ИСТЕЧЕНИЕ НЕДОРАСШИРЕННОЙ СТРУИ НАВСТРЕЧУ
СВЕРХЗВУКОВОМУ ПОТОКУ
При работе тормозных двигателей (предназначенных для отделения нижней
ступени) и сопел отсечки тяги струи продуктов сгорания истекают вперед и
разворачиваются в набегающем воздушном сверхзвуковом потоке. Форма
поверхности раздела (контактного разрыва) близка к поверхности вращения
цепной линии:
,
x
mq
r /r
a
96,6
(ch
1)
,
r
F
q
mq
a
a
9
,
q
Fa
Начало координат (х, r) находится в точке пересечения осевой линии сопла
с поверхностью раздела, причем положительным является направление х к
выходному сечению сопла или к блоку сопел с тем же массовым расходом газа
т и той же площадью выходного сечения сопла Fa= d2al4 (рис. 4.10).
Реактивная струя расширяется до давления окружающей среды. Прямой
скачок уплотнения в реактивной струе снижает полное давление в струе до
значения, равного полному давлению за прямым скачком в набегающем потоке
(по осевой линии). Число М на оси струи перед центральным скачком
уплотнения определяется соотношением
(M)
(M
)(M
)/ n(M
)
,
a
где
n pa / p
,(М) и (Моо)—коэффициенты восстановления в прямых скачках
в струе и набегающем потоке;
q()
(M)
()
q(1
/
)
Скоростной напор в струе после прямого скачка q, отличается от
скоростного напора в набегающем потоке после прямого скачка q,
. Осевое
положение поверхности раздела рассчитывается методом последовательных
приближений в предположении, что эта поверхность представляет собой
полусферическое препятствие реактивной струе. По известному
138
распределению числа М по оси недорасширенной струи определяется расстояние
l от среза сопла до места пересечения прямого скачка в струе с осевой линией.
Приближенно
l
q(M
)
a
ctg(

)
(
1)
,
a
a
r
q(M)
a
K
a
2
где
- интенсивность фиктивного источника; К=
(11/kM
)
-
a
2(1
K)
max
параметр, определяющий течение вдали от сопла; а=arcsin1/Ма - угол Маха на
срезе сопла.
Толщина слоя между прямым скачком в реактивной струе и контактной
поверхностью (по осевой линии)
l
ny(M
)
,
a
(1,44M
0,28
)
y(M)
ra
Таким образом, начало координат с вершиной цепной линии находится на
осевой линии на расстоянии( l  l ) от среза сопла, из которого вытекает струя
во встречный сверхзвуковой поток.
Рис. 4.10. Истечение струй тормозных двигателей во встречный поток:
1 - тормозные двигатели;
2 - отделяемая ступень;
3 - линия контактного
разрыва.
4.5. ОТРЫВ ПОТОКА ОТ СТЕНОК СОПЛА
В косом скачке, отходящем от линии турбулентного отрыва сверх-
звукового потока, линии тока отклоняются от первоначального направления,
параллельного стенке, на конечный угол
вглубь основного потока (рис.
4.11). Тангенциальный разрыв между отклоненным потоком и газом
находящимся у стенки, неустойчив и размывается в турбулентную область,
которая представляет собой клин (в плоском случае). Угол при вершине клина
* в случае несжимаемой жидкости равен 15 2° и для сжимаемой (табл. 4.16)
139
2
(k1)M
1
(1
/
)
0
4
2
2
(k1)M
1
2
Рис. 4.11. Схема турбулентного отрыва сверхзвукового потока от стенки
сопла:
1 - течение до отрыва; 2 - косой скачок, отходящий от точки отрыва; 3 -
отклоненный поток; 4 - граница потенциального течения; 5 - турбулентная
зона; 6 - действительное распределение давления на стенке; 7 - аппроксимация
распределения давления.
Таблица 4.16
Угол клина
/
М
к=1,4
к=1,25
0
1
1
1
0,92
0,94
2
0,78
0,83
3
0,68
0,73
5
0,58
0,62
Приближенно перепад давлений
p
/p
зависит линейно от числа М перед
2
1
точкой отрыва:
p
/p
1+0,5 М.
2
1
На основании изложенного последовательно рассчитываются следующие
параметры: Мт — число Маха перед точкой отрыва; dT/d
— место отрыва
потока в сверхзвуковом сопле; РТтяга сопла при отрыве потока. В зоне
свободной турбулентности, примыкающей к стенкам сопла, течение
дозвуковое, градиенты давления относительно малы и давление приближенно
равно давлению
P
вокруг выходного среза. Следовательно, предполагается, что
H
140
восстановление давления от рТ
(перед точкой отрыва) до рН происходит
полностью в косом скачке (см. рис. 4.11). Тогда имеем
p
pH
p
H
2
1
,
M
;
T
p
p
(M
)
p
T
0
T
1
F
d
1
T
T
2
(
)
;
F
d
q(M
)
T
p
f Fz(
)p
p
F
T
T
0
H
T
Приближено
d
p
1
T
k
0
,
1
0,33
(
)
d
p
H
Условие безотрывного течения на протяжении всего сопла имеет вид
da/d*d
для заданного роН; условию запуска сопла соответствует
T /d*
равенство da=dT.
До момента запуска сопла на участок, ограниченный снизу по течению
линией отрыва, а сверху - сечением, в котором давление равно наружному рН,
действует сжимающий перепад давлений.
В момент запуска сопла линия отрыва потока совпадает с выходным
срезом, а концевой участок находится под действием сжимающего перепада
давлений
p
H
p
p
p
(
1) 0,5
(
)M
p
,
H
a
a
a
a
0П
p
a
где роп — давление в двигателе при запуске сопла.
В действительности возрастание давления от рТ до рH происходит не
скачкообразно, а постепенно, на участке длиной около
10 , причем рост
давления начинается еще до точки отрыва на расстоянии примерно 2,5 , и к
точке отрыва давление достигает уровня 0,6 (р2 -
p
)+
p
1
1
Если давление вокруг среза сопла превышает давление на срезе
(
p
), но еще не возник отрыв потока, то вблизи выходного среза сопла
H p
a
имеется зона с повышенным давлением, распределение которого описывается
эмпирической формулой
3/
2
3
p/
p
1[1(l
/ l
)
]
(p
/
p
1)
a
T
H
a
Относительная длина возмущенной зоны
l
/
зависит от степени
T
2
нерасчетности и числа Маха на срезе сопла:
l
/
K(p
/
p
1)
, где К
T
H
a
уменьшается с ростом Ма=6,3; 2,5 и 2 при Ма=2; 2,5; 3 и 3,5 соответственно.
Экспериментально установлено, что прирост давления при отрыве вблизи
выходной кромки сопла меньше, чем в том случае, когда скачок находится
достаточно глубоко в сопле. Это особенно заметно в случае сопел, имеющих
параболический профиль с малыми углами наклона стенки вблизи среза к оси
сопла (например,
а=6,5°). В этом случае повышение давления описывается
эмпирическим соотношением
p
H
10,43(l
/ R)0,2kM
,
T
*
a
p
T
141
где lт — расстояние от среза сопла до места отрыва.
По-видимому, в пределе (
l
/R
)0 сопло параболического типа с большой
T
степенью расширения не будет полностью омываться потоком до тех пор, пока
давление на стенке сопла не достигнет противодавления.
В процессе холодных испытаний модели параболического сопла при
увеличении и снижении давления в камере наблюдался гистерезис
относительной высотной характеристики сопла (отношения тяги к идеальной
пустотной тяге). Это связано с тем, что кроме отрыва потока с разомкнутой,
сообщающейся с окружающей средой отрывной зоной
(см. рис.
4.11) в
параболических соплах с малыми углами наклона конечного участка контура к
оси сопла возможно существование замкнутой кольцевой отрывной зоны, не
сообщающейся с окружающей средой; после
отрыва
поток
вновь
присоединяется к стенке.
Кроме того, наблюдались нестационарные боковые усилия
(из-за
нарушения симметричности линии отрыва потока, расположенной в
глубине сопла), достигающие
4
% номинальной тяги при замкнутой
кольцевой отрывной зоне.
Звуковое течение в критическом сечении сопла с расширяющейся частью
устанавливается при давлении окружающей среды рH , большем критического
давления
p

и при
p
/p

p
/
p
расход через сопло не зависит
*p
0
H
H
0
H
0
от рН. В области
p
/
p
1
расход газа приближенно определяется с помощью
H
H
0
формулы
2
(

* )
2
H
H
q
1
2
(1
)
H
4.6. ВЫСОТНЫЕ ИСПЫТАНИЯ РДТТ
4.6.1. СТРУКТУРА СТЕНДОВ ДЛЯ ВЫСОТНЫХ ИСПЫТАНИЙ
Испытания РДТТ на высотных стендах с имитацией условий, максимально
приближенных к условиям эксплуатации, входят в завершающую стадию
наземной отработки.
Основные цели и задачи огневых стендовых испытаний ракетного
двигателя в высотных условиях включают в себя определение:
1) состояния и работоспособности конструкции двигателя (в особенности
тонкостенного сопла с большой степенью расширения);
2) толщин уносимых теплозащитных и эрозионностойких материалов;
установление мест выпадения частиц конденсированной фазы;
3) тяговых и энергетических характеристик двигательной ус тановки;
4) характеристик устройств управления при их функционировании
в составе высотного соплового блока;
5) характеристик двигателя при работе узла отсечки тяги.
142
Целью высотных испытаний ракетных двигателей может быть исследование
истекающих из двигателя недорасширенных струй продуктов сгорания и их
воздействий.
Появление ракетных двигателей со стационарными раздвижными или
разворачивающимися соплами
(в частности, с радиационно охлаждаемыми
тонкостенными конечными частями, см. рис. 1.3), имеющими большую степень
расширения, предъявляет повышенные требования к высотному стенду.
Выполнение этих требований связано с применением диффузоров с
большим проходным сечением, обеспечивающим втекание струи продуктов
сгорания до и во время раздвижки или разворачивания сопла, во время его
поворотов, а также при возможном разрушении части раструба. Это, в свою
очередь, предопределяет низкое противодавление на выходе из диффузора.
Стенды для огневых испытаний РДТТ в высотных условиях под-
разделяются на четыре основных типа [36].
1. Простейшим стендом является предварительно вакуумируемая барокамера, в
которую истекают газы из сопла ракетного двигателя, повышая давление в
p
v
б
б
ней. В таком стенде масса расходуемого топлива ограничена:
m
б
RT
б
допустимое давление в барокамере объема V
б при температуре газов Тб ). Так, с
помощью баллистического маятника, размещаемого в барокамере, измеряются
импульсные характеристики небольших РДТТ.
2. Барокамера, где разрежение создается эжектирующим действием
струи, истекающей из испытуемого ракетного двигателя, соосно с соплом
которого установлен выхлопной диффузор. Этот двигатель может
располагаться в барокамере либо только сопловой частью, либо целиком
(рис.
4.12). На выходе из диффузора, присоединенного к содержащей
двигатель барокамере, может быть герметично установлена диафрагма
или емкость с диафрагмой (диафрагма отпадает в процессе запуска).
3. Высотные стенды с установленными на выходе из диффузора
эжекторами и другими откачивающими устройствами газоотводной
системы, способными охлаждать и удалять продукты сгорания в темпе
опыта; с их помощью обеспечивается разрежение в течение всего времени
работы двигателя.
4. Высотные стенды с предварительно вакуумируемым резервуаром,
предназначенным для охлаждения, очистки и аккумулирования продуктов
сгорания всего заряда твердого топлива; откачка их из резервуара
осуществляется после опыта
(рис.
4.13). Стенд с испытательным боксом,
имеющим двойные стенки, и аккумулирующим резервуаром обеспечивает огне-
и взрывозащиту окружающей среды на случай разрушения двигателя.
По расположению испытуемого ракетного двигателя в пространстве и
соответствующей ориентации барокамеры и стапельного оборудования
высотные стенды подразделяются на горизонтальные, вертикальные и
наклонные. Горизонтальные стенды более удобны в эксплуатации, а
вертикальные
(соплом вниз) обеспечивают условия, близкие к условиям
143
применения ракетного двигателя, и позволяют вести измерения с высокой
точностью не только осевого удельного импульса, но и боковых сил во всех
плоскостях.
Рис.
4.12. Барокамера с цилиндрическим выхлопным диффузором для
высотных испытаний твердотопливного ракетного двигателя:
1 - барокамера; 2 — пневмоклапан утечки; 3 - ручной клапан; 4 - клапан,
регулирующий подачу азота; 5 — от устройства питания газообразным азотом; 6
-блок кондиционирования;
7
- пневмоклапан подачи азота для продувки
барокамеры; 8 - перепускной пневмоклапан; 9 - цилиндрический выхлопной
диффузор; 10 - испытуемый двигатель; 11 - стапель; 12 - распределительные
коробки; 13 — силоизмерительное устройство
4.6.2. ПУСКОВОЕ ДАВЛЕНИЕ ЦИЛИНДРИЧЕСКОГО ВЫХЛОПНОГО ДИФФУЗОРА
Исходя из уравнения сохранения полного импульса газового потока в
цилиндрическом выхлопном диффузоре достаточной длины {Lid=6...10) имеем
2
p
1
1
kM
F
ВЫХ
ВХ
y(
)
ВЫХ
p
f
(
)r(
)
f
(
)
F
ВЫХ
ВХ
ВЫХ
ВХ
Давление в выходном сечении диффузора рвых равно давлению в среде,
в которую происходит истечение из диффузора (
<1); например, оно может
ВЫХ
быть равно атмосферному.
Для оценки приведенной скорости во входном сечении диффузора
(
1)
используется одно из двух уравнений:
ВХ ВХ
q(
)
F /F
;
ВХ
ВХ
kI
F
p
УП
ВХ
Б
z(
)
(
1)
,
ВХ
(k
1)
F
f
p
y(
)
а*
а
*
а
а
144
где
и раприведенная скорость и давление в выходном сечении сопла
а
испытуемого двигателя.
Рис. 4.13. Высотный стенд:
1 - опора; 2 - датчик осевой тяги; 3 - стальная камера; 4 - бронекожух; 5 -
испытуемый двигатель; 6 - выхлопной диффузор; 7 - сопло парового эжектора; 8
- камера смешения эжектора; 9 - холодильник-конденсатор; 10 - холодильник-
аккумулятор; 11 - газоход; 12 - отсечный клапан; 13 - откачка конденсата; 14 -
конденсат; 15 - вентиляционная труба; 16 - резервуар для хранения воды; 17 -
клапаны сброса давления.
Для оценки приведенной скорости в выходном сечении диффузора
ВЫХ
используется одно из двух уравнений:
k
(k
1)ma
ВЫХ
z(
)
z(
)
;
ВЫХ
ВЫХ
k(k
1)m
a
ВЫХ
ВЫХ
*ВЫХ
m
ВЫХ ВЫХ
y(
)
ВЫХ
p
F
ВЫХ ВЫХ
В случае течения газа постоянного состава с неизменной температурой
1
торможения и твыхимеем
вых=
вх и следующую формулу для давления
запуска:
p
1
F
ВХ
y(1/
)
ВХ
p
f
(
)r(1/
)
F
ВЫХ
ВХ
ВЫХ
Так, при к=1,15 FBX/F* 30 имеем роп/рвых 0,6FBX/F .
Расход, температура торможения и состав газов изменяются при течении
по диффузору в случае впрыска воды в пристеночный слой
(с целью
145
создания внутреннего охлаждения). Тогда проводится термодинамический
расчет параметров смеси в выходном сечении диффузора (рис. 4.14, табл. 4.17).
Суммарный эффект заключается в том, что приведенная скорость в
выходном сечении увеличивается и пусковое давление возрастает.
При
ma
k
(k
1)
ВЫХ
некотором значении
1
функция
z()
становится равной
ВЫХ
m
a
k(k
1)
ВЫХ
ВЫХ
ВЫХ
единице, что означает запирание диффузора. Такой режим течения недопустим,
и отсюда вытекает ограничение по значению расхода воды в системе
внутреннего охлаждения.
Рис. 4.14. Параметры равновесной смеси продуктов сгорания твердого топ-
лива и воды
Другие параметры, а именно: угол наклона профиля у выходного среза
сопла
, зазор между выходным срезом и входом в диффузор FBX-Fa, число
а
сопел в блоке (форма сечения истекающей струи), угловое отклонение оси сопла
от оси диффузора (при FBX=const), изгиб диффузора, слабо влияют на пусковое
давление цилиндрического диффузора длиной L/d 6...10.
Если истечение газов из каждого сопла многосоплового блока происходит
в индивидуальный диффузор, то это позволяет: а) сократить длину стенда
вследствие
уменьшения
абсолютной
длины
диффузора
L=(6...10)dВХ=(8...12)da и б) снизить пусковое давление, так как при этом
уменьшается F/Fa. Там, где это необходимо и возможно, вместо круглого
диффузора может быть установлен диффузор с другой формой поперечного
сечения или выполненный в виде решетки.
В случае, если при испытании двигателя сопло поворачивается только в
одной плоскости, может оказаться целесообразным увеличение входного
сечения диффузора лишь в этой же плоскости.
146
Таблица 4.17
Параметры смеси продуктов сгорания ТРТ с водой
mB /m
0
0,2
0,4
0,6
1
1,5
2
TВЫХ,K
3110
2780
2400
2130
1550
1080
860
k
(k
1)a
ВЫХ
m
1
0,86
0,79
0,72
0,66
0,62
0,58
В
k(k
1)(1
)a
ВЫХ
ВЫХ
m
Рис.
4.15, Изменение давления запуска цилиндрического диффузора в
зависимости от его длины.
Если качание поворотного устройства во время высотного испытания не
предполагается, то в таком случае можно к поворотному устройству,
закрепленному в отклоненном на угол
положении, присоединить
выхлопной диффузор. Такой монтаж распространен при агрегатных и
модельных испытаниях.
Пристыковка дозвукового диффузора в виде контура с полууглом
раствора
5...10° и отношением диаметров около
2 позволяет частично
восстановить давление.
Если давление в двигателе заметно больше
y(
)F
/ F
, то можно
ВЫХ ВХ
использовать укороченные диффузоры. Они менее эффективны, чем
диффузоры оптимальной длины L/d=8...10, но несколько проще (рис. 4.15).
В подавляющем большинстве случаев (при mвых=т) отсутствует гистерезис
между пусковым и рабочим давлениями цилиндрического диффузора, т.е. срыв
работы диффузора происходит при таком же давлении в двигателе, как и
запуск.
Впрочем, иногда наблюдается гистерезис характеристик
цилиндрических диффузоров, укороченных или присоединенных впритык к
выходному срезу сопла dBX=da.
Между выходным сечением сопла испытуемого двигателя (сечение а - а) и
входом в диффузор (сечение вх — вх, в котором границы струи, истекающей из
сопла, присоединяются к стенкам диффузора, площадью FBX) может по
условиям испытаний иметься участок свободной струи длиной, сравнимой с ее
147
диаметром: l=l/da. Вследствие турбулентного перемешивания на границе ядра
(струи) постоянной массы возникают потери полного давления.
Рассмотрим случай расчетного истечения струи в барокамеру. Для
приведенной скорости во входном сечении имеем,

(1
4c
l
/2d
)

(1
l
/
2d
)
ВХ
a
f
a
a
CTP
a
где
(табл. 4.18).
CTP 4 c
f
По известной приведенной скорости вх находим:
а) коэффициент восстановления давления торможения
p
/
p
p
(
)/
p
(
)
(
)/(
)
;
CTP
OBX
0a
BX
a
a
BX
a
BX
б) площадь входа
F
/ F
y(
)/
y(
)
;
BX
a
a
BX
Таблица 4.18
Коэффициент потерь полного давления на начальном участке свободной
струи
M
0
1
2
4
6
10
a
к=1,14
0,14
0,1
0,08
0,032
0,014
0,005
CTP
к=1,2
0,14
0,14
0,12
0,05
0,020
0,007
в) производную для величины, обратной к коэффициенту восстановления
давления торможения на участке свободной струи
k
d
1
k
2
CTP
a
k
1
(
)
(
)
y(
)
a
dl
2
k
1
CTP
Общий коэффициент
восстановления
давления
торможения
рассматриваемой схемы течения участка свободной струи и прямого скачка
(
)q
(
)
y(
)q(
)
a
BX
BX
a
 
(
)
CTP
BX
1
1
(
)q(
)
y(
)q(
)
BX
a
BX
BX
Относительная величина производной для изменения коэффициента
восстановления давления с ростом l отрицательна и пропорциональна
коэффициенту трения стр:
k
1
2
1
1
d
k
1
CTP
(
1)
de
()
2
Давление запуска в этом случае возрастает:
p
1
y(
)q(1
/
)
0
П
a
BX
р
y(
)q(
)
Н
BX
a
148
4.6.3. ИЗМЕНЕНИЕ ДАВЛЕНИЯ В ДВИГАТЕЛЕ, БАРОКАМЕРЕ И ВЫХЛОПНОМ
ДИФФУЗОРЕ
В процессе изменения давления в РДТТ система сопло-выхлопной
диффузор проходит несколько состояний; не запущены ни сопло, ни диффузор;
сопло запускается раньше диффузора; запущены и сопло, и диффузор;
диффузор срывается раньше, чем сопло.
Продукты сгорания, истекающие в диффузор после разрыва сопловой
заглушки в период воспламенения твердого топлива, частично перемешиваются
с воздухом, сжимают его и вытесняют из канала.
Резкие возрастание притока газов в диффузор (возникновение "газового"
поршня) сопровождается появлением волны сжатия, распространяющейся по
нему со скоростью аН . При отражении волны сжатия от выхода из диффузора
возникает волна разрежения той же амплитуды, движущаяся в
противоположном направлении. В момент t'=(2L+d)/aН (промежуток времени
d/aH соответствует процессу отражения волны от открытого конца диффузора)
волна разрежения приходит к входу в диффузор, и по всей его длине и в
барокамере (малого объема) избыточное внутреннее давление уменьшается
до нуля.
Зависимость между повышением давления в области контактной
поверхности p
Н и расходом газов из РДТТ имеет вид
1
1
mRT
p
p
2k
2k
p
1
1
1
2
(
1)(
/(
1))
p
a
F
kp
p
k
1
k
1
p
H H
H
H
H
После запуска диффузора относительное давление в барокамере
p
/p
в
б
0
общем случае зависит от следующих факторов:
отношения площади входного сечения диффузора к площади критического
сечения FBX/F* ;
угла наклона стенок входной части диффузора к его оси ВХ;
состава газа, истекающего из сопла, и его термодинамических харак-
теристик к и R;
угла наклона профиля сопла вблизи выходного среза а;
числа Маха на выходе из сопла M
a ;
толщины пограничного слоя на выходе из сопла;
притока (оттока) массы и энергии в барокамеру от других источников
(помимо начального участка струи ракетного двигателя).
Здесь рассматривается только такая длина диффузора, когда давление в
барокамере не зависит от нее, т.е. L/d>(L/d)aвт. Приближенная оценка (сверху)
давления в барокамере возможна на основе теории ' донного давления.
Отношение FBX/F является главным определяющим параметром как для
давления запуска диффузора, так и для давления разрежения
p
/p
б
0
Приближенно можно указать следующие границы для
p
/p
:
б
0
(
)
BX
(
)
p
/
p
,
BX
б
0
*
149
где
(
)
определяется по
q(
)
F /
F
. Имеет место соотношение
BX
BX
BX
(k
1,4
;
1,5M
3,5
;
d
/
1,6
;
150,
0
):
a
BX d
a
a
BX
2
p
F
0,056M
б
BX
a
0,64
p
F
2
a
a
M
1
a
При
d
/
1,2
давление рб возрастает на 25 %.
BX d
a
Значение угла притекания граничной линии тока к стенке диффузора
слагается из угла наклона стенки сопла а, угла поворота границы струи и
угла стенки входной части диффузора ВХ. Угол поворота струи связан с
отношением давления в волне, отходящей от кромки сопла:
2
p
kM
б
a
; при сжатии   0 .
p
2
a
M
1
a
Вследствие того, что
ограничен, давление в барокамере возрастает с
увеличением а+ВХ.
Снизить давление рб можно несколькими способами:
увеличением диаметра входного сечения диффузора
(при этом
увеличивается также давление запуска);
уменьшением угла встречи границ струи со стенкой;
охлаждением газов в области разрежения;
уменьшением притока газов от сторонних источников, отсосом газа из
области разрежения (так, отсос 0,3...1% расхода газов из двигателя приводит к
снижению давления разрежения примерно в три раза, Ма 2).
Изменяя приток (отток) газов в область разрежения, можно регулировать
высотные условия в процессе испытания.
При уменьшении давления в ракетном двигателе ниже уровня рабочего
давления выхлопного диффузора
(давления срыва) реактивная струя
отсоединяется от его стенок, и в области отсоединения возникают две волны —
сжатия, распространяющаяся к двигателю, и разрежения, движущаяся к выходу
из диффузора. Волна сжатия может быть асимметричной, и при ее набегании на
сопловой блок последний испытывает ударную нагрузку как в осевом, так и в
боковом направлениях. Волна разрежения, отразившись от выхода из
диффузора, у которого давление
p
превращается в волну сжатия,
ВЫХ
распространяющуюся в направлении к двигателю и барокамере. При отражении
волн сжатия от стенок давление возрастает еще больше, поэтому рб может
кратковременно превышать
p
. По мере роста рб происходит отрыв потока от
ВЫХ
стенки сопла, при отрыве перепад давлений на ней направлен снаружи внутрь
сопла и сначала равен ра—рб=-0,5 Мароп (Ма).
Отрыв может быть асимметричным, при этом возникают боковые нагрузки
на сопло.
Пройдя срез сопла, волна давления распадается на две, одна из которых, входит
в сопло, а другая — в объем барокамеры, окружающий сопло. Внутреннее
150

 

 

 

 

 

 

 

содержание      ..     5      6      7      8     ..