CC BY
73
В. Г. КОСТОГРЫЗ В.И.КУЗНЕЦОВ Д. Д. ШПАКОВСКИЙ
Омский государственный технический университет
АЭРОДИНАМИЧЕСКИЙ НАГРЕВ ТУПИКОВОЙ ПОЛОСТИ В НАБЕГАЮЩЕМ ПОТОКЕ
ПРОВЕДЕНЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ АЭРОДИНАМИЧЕСКОГО УДК 534 НАГРЕВА ТУПИКОВОЙ ПОЛОСТИ В НАБЁГАЮЩЕМ ПОТОКЕ. РАБОТА ПОСВЯЩЕНА ИССЛЕДОВАНИЮ ЭНЕРГООБМЕНА МЕЖДУ НАБЕГАЮЩИМ ПОТОКОМ И ГАЗОМ ВНУТРИ ТУПИКОВОЙ ПОЛОСТИ. ЭКСПЕРИМЕНТЫ БЫЛИ ПРОВЕДЕНЫ ПРИ ДОЗВУКОВОМ НАБЕГАЮЩЕМ ПОТОКЕ С РАЗЛИЧНЫМИ МОДЕЛЕЙ ТУПИКОВЫХ ПОЛОСТЕЙ. НА ОСНОВЕ АНАЛИЗА ОПЫТОВ И ОБШИРНОГО МАТЕРИАЛА ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ, ПРОВЕДЕННЫХ ДРУГИМИ АВТОРАМИ БЫЛА СОСТАВЛЕНА ФИЗИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ПРОТЕКАЮЩЕГО ПРОЦЕССА.
Эффект нагрева тупиковой полости, помещенной в набегающий поток, изучался авторами работ [1], [2]. При этом исследовались теплоизолированные тупиковые полости с острыми кромками, в большинстве случаев расположенные соосно набегающему потоку. Картина протекающего процесса внутри полости составлена авторами этих работ со значительными упрощениями. Цель изложенных в настоящей работе экспериментов -определить реальную картину течения газа внутри полости, открытым концом выходящей на обтекаемую поверхность тела, совершающего полет в атмосфере. Поэтому, экспериментальные исследования тупиковых полостей проведены без теплоизоляции, с открытым концом выходящим на обтекаемую поверхность и продольной осью полости, расположенной под углом к вектору скорости набегающего потока.
Для выявления физической картины протекающего процесса внутри тупиковой полости и количественных зависимостей между параметрами набегающего потока воздуха: скоростью, полным давлением и параметрами газа внутри тупиковой полости была проведена серия опытов. Опыты проводились с различными моделями тупиковых полостей. Для проведения опытов была спроектирована и изготовлена специальная экспериментальная установка, схема которой представлена на рисунке 1. Модель тупиковой полости 1 открытым концом помещалась в набегающий поток воздуха, который создавался соплом 2 с прямоугольным поперечным сечением. Полость имела направляющую плоскость 3, на которую опирался срез сопла. Открытый конец полости выходил на направляющую плоскость. Наличие указанных элементов и их взаимное расположение позволяло имитировать обтекание безразмерным потоком поверхности тела с глубокой полостью. Перед входом в сопло расположена мерная поставка 4 с приемниками температуры торможения и статического давления. Воздух к соплу подводился по трубопроводу высокого давления 5 от компрессорной станции. Сопло с конструктивными элементами крепится на раме 7 с помощью подставки 6. Модель тупиковой полости крепились на раме 7 с помощью стержневой конструкции 8 и пластин 9.
На схеме показаны также поперечное сечение на входе в сопло А - А, поперечное сечение среза сопла В - В, поперечное сечение С - С тупиковой полости в месте ее крепления к пластинам 10. Отмечены следующие геометрические параметры: в сечении А - А ширина канала сопла а0= 0.070 м, высота Ь0 = 0.070 м; в сечении В - В ширина на срезе сопла а,= 0.0593 м, высота 0.0162 м; в сечении С - С: ширина прямоугольного поперечного сечения тупиковой полости а=0,008м, высота Ь=0,020м; угол наклона оси сопла к образующей а = 9°; угол наклона оси сопла к направляющей плоскости а'=10°; угол среза входных кромок тупиковой полости (угол наклона направляющей плоскости к продольной оси полости) ф =30°. К определяющим геометрическим параметрам относятся длина тупиковой полости lt по средней осевой линии от закрытого торца до входных кромок и расстояние / от среза сопла до передней кромки входного отверстия тупиковой полости отсчитываемое по направляющей плоскости. Полости с поперечным сечением 0.008 * 0.020 м имели различную длину канала по средней линии 0.203 м, 0.419 м. В остальном их геометрия и способ крепления были идентичны. Расстояние / было 0.021 ми 0.024 м для полостей с длиной канала 0,203 м и 0.419 м соответственно. Направляющая плоскость была изготовлена из оргстекла. Боковые стенки полости выполнены также из оргстекла толщиной 0.005 м. Размеры полости а, ь, Lj, ф выбраны таким образом, что угол Ф , эквивалентный диаметр полости = 2пЫ(а+Ь) в поперечном сечении и относительная длина полости Lt=Lr/dj соответствовали диапазону значений, использованных в работах [1], [2], что позволяет провести корректное сравнение результатов экспериментов. Экспериментальным путем были подобраны размеры струи (изменяя размеры сечения В - В), угол а , величина /, позволяющие воспроизводить поля давления и скорости "бесконечного" набегающего потока в области входного отверстия полости, таким образом, что возмущения вызываемые взаимодействием с полостью не выходили за границы ядра потока струи.
Пневмоэлекгрическая схема экспериментальной установки и состав оборудования представлены на рисунке 2. Во время эксперимента воздух от компрессора поступал через ресивер 1, редукционный клапан 2 и заслонку 3 к системе очистке 4. Ресивер и редукционный клапан позволяли поддерживать постоянным давление в магистрали, контролируемое по манометру М1. Система очистки 4 предназначена для удаления влаги и пыли из потока воздуха. От системы очистки 4 поток воздуха поступал на вход в сопло 5 через регулятор потока 6. Регулятор потока 6 имеет заслонку соединенную с электродвигателем через редуктор. Электродвигатель управлялся с пульта 7. Изменяя расход воздуха через регулятор потока 6 получали требуемую величину давления воздуха на входе в сопло.
Поток воздуха из сопла по направляющей плоскости В двигался практически по касательной к плоскости входа полости 9. На входе в сопло проводились замеры температуры торможения потока с регистрацией на КСП 10 и статического давления с регистрацией на манометре М2.
д*
юо.о
0 /
[/ / ►
г"
Рис.2. Пневмоэлектрическая схема.
Одновременно проводились замеры распределения температуры вдоль стенки полости с помощью семи датчиков, установленных на расстоянии 1 мм от стенки по нормали, а также замер температуры у закрытого торца полости. Датчики были расположены на расстояниях: 0.042 м, 0.086 м, 0.147 м, 0.207 м, 0.267 м, 0.327 м, 0.387 м, отсчитываемых по оси полости от входа, а последний датчик на расстоянии 0.003 м от закрытого торца. Показания датчиков регистрировались с помощью КСП-4 11. Для замера температуры использовались термопары хромель-капель. Для определения характера течения внутри полости были произведены замеры давления на расстоянии 0.0427 м от входа в полость (точка I, рис. 2) и 0.003 м от закрытого торца (точка II, рис. 2) с помощью датчиков 12 тип ДМИ-1-2 с диапазоном измерения0...1 кГс/см2 и 0. 3 кГс/см2. Сигнал с датчиков выводился на шлейфовый осциллограф 13, через согласующий трансформатор 14 и усилитель сигнала 15. Магазин реостатных сопротивлений 16 устанавливался между осциллографом и усилителем сигнала для поглощения "промышленного шума". В настоящих опытах были использованы: осциллограф Н071,5М, усилитель 4АНЧ-22, магазин сопротивлений МСР-бЗ. Замеры температуры окружающего воздуха производились с помощью термометра 17 и атмосферного давления с помощью барометра 18. Поверка манометров проводилась на грузопоршневом манометре МП2.5. Погрешность измерения давления манометрами составляла 0.5. ..2.8% от измеряемой величины. По результатам показаний датчиков температуры в водяном термостате ТС-16А установлено, что отклонения температур от эталонной составляло 0.2... 3 "С. Для каждого датчика и манометра величина погрешности измерения оставалась стабильной для всего диапазона измеряемых величин. Перед проведением каждого эксперимента с регистрацией давления индуктивными датчиками ДМИ проводилась запись тарировочной характеристики измерительного канала (датчик, усилитель, осциллограф) на шлейфе осциллографа. При этом на вход датчика подавался ряд фиксированных значений давления, контролируемого по образцовому манометру. Погрешность измеряемой амплитуды колебаний составляет 3% от измеряемой величины, погрешность по фазе не более 1.2". Правомерность использования статических измерений объясняется стабильностью некоторых параметров протекающего процесса: среднемассовой температурой внутри полости, параметров набегающего потока перед входом в полость. Указанные параметры остаются стабильными при неизменном полном давлении создаваемого потока. Схема с замером статических параметров была применена в работе [2] для оценки зависимости протекающего процесса от внешних условий. Для регистрации таких параметров, как частота и амплитуда колебаний давления в полости, были использованы измерительные средства с высокоскоростной регистрацией.
Зависимость приращения температуры торможения у закрытого торца полости от числа Маха набегающего потока дГ=/(М) для полости с размерами с)э=0.0114м, £т=36.7 и укороченной полости с)э= 0.0114м, ¿т=16.3 представлены на рис. 3.
0.2 0.3 0.4 0.5 0,0 0,7 0.8
Рис.3. Зависимость приращения температуры торможения у
закрытого торца полости от числа Маха набегающего потока
а,=0,0114 м: ♦- 1т - 36.7, О- 1т -16.3
Величина дт' показывает разницу между температурой торможения набегающего потока т„'и температурой торможения у закрытого торца полости г3'. На закрытом конце полости скорость потока равна нулю. Из полученных зависимостей следует, что увеличение скорости набегающего потока (числа М) и уменьшение длины полости приводит к увеличению температуры торможения внутри полости, при этом дт" - М2. Известно, что с увеличением скорости набегающего потока растет количество механической энергии, передаваемое внутрь полости, а уменьшение длины полости сокращает потери на теплопередачу в окружающую среду. Особенность представленных выше данных - существенный нагрев полости начинается при достижении скорости набегающего потока, соответствующей числу М = 0.23. В работе [1] нагрев полости начинался при достижении числа М = 0.3. Наличие обтекаемой поверхности расширяет диапазон чисел М набегающего потока, при котором возможен нагрев полости. Это объясняется наличием пограничного слоя на обтекаемой поверхности, благодаря которому возникновение неустойчивого течения при отрывном обтекании входных кромок полости происходит при меньших скоростях набегающего потока. В работе [1 ] нагрев полости был существенно выше, например, при ¿т = 16.3, М = 0.68 у закрытого торца полости величина дт' =170 "С, что объясняется наличием теплоизоляции. Распределение приращения температуры вдоль стенки полости с размерами с!э= 0.0114 м, 1т = 36.7 в зависимости от числа Маха набегающего потока дт* = /(м, ь,) представлено на рисунке 4. В данном случае величина дт' показывает разницу между температурой торможения набегающего потока г0* и температурой торможения в пограничном слое на стенки полости тУст- Поскольку при дозвуковом обтекании полости скорость течения в пограничном слое внутри полости очень мала, то температура восстановления, измеренная датчиками, вмонтированными в стенку полости, практически соответствует температуре торможения пограничного слоя возле этой стенки.
Откуда следует, что нагрев газа в полости неравномерный и возрастает от открытого входа в полость к закры-
Рис. 4. Зависимость приращения температуры вдоль стенки полости от числа Маха набегающего потока с!а«0,0114 м:, ¿т " 36.7.
тому торцу, при этом 1/4 часть длины полости от входа остается практически ненагретой. В описанных выше случаях измеренная температура является усредненной за период колебания давления, что определяется используемым измерительным оборудованием. Как показала визуализация течения воздуха внутри полости [2], между набегающим потоком и частью полости, примыкающей к открытому входу, существует значительный массообмен. Воздух периодически втекает в полость, а затем выбрасывается наружу. Это препятствует аккумулированию энергии и нагреву воздуха. Остальную часть полости занимает малоподвижный газ, где нагрев значителен. Относительная длина ненагретой части полости определяется зависимостью /' = ^^О^п+ 1'"оп.)/(1/»' + >/''оп>). где:/ЛМ-длина холодной части полости, н„, и^-скорости распространения соответственно падающей и отраженной волны давления от торца полости, у - скорость движения воздуха от входа полости к торцу при заполнении полости.
Одновременно с замерами температуры была выполнена запись на осциллограф пульсаций давления у закрытого торца полости и на расстоянии 0.0427 м от входа в полость. На рис. 5 показано максимальное за период колебаний полное давление />•, измеренное у закрытого торца полости с размерами с1э= 0.0114 м, ¿т = 36.7 в зависимости от числа Маха набегающего потока. На рис. 6 показана удвоенная амплитуда пульсаций давления 2А у закрытого торца этой же полости при том же диапазоне чисел Маха набегающего потока и укороченной полости с размерами с1э= 0.0114 м, 1т = 16.3.
ЛМПа
0.20 •
0,18
0,16
0.14
0,12
0,20 0,30 0,40 0,50 0,60
Рис. 5. Мжсимальное давление у закрытого торца полости ■ 0.0114 м, 136.7 в зависимости от числа Маха набегающего гкжла.
0,14
0.12
0,10
0.06
0.04
0.02
0.20
0.30
0,40
0,50
0,80
Рис. 6. Удвоенная амплитуда пульсаций давления у закрытого торца полости в зависимости от числа Маха набегающего
потока й,«0,0114 Z^ш 36.7, 0-£т"16.3
Полученные зависимости показывают увеличение максимального полного давления . и удвоенной амплитуды пульсаций давления 2А у закрытого торца полости с
увеличением скорости набегающего потока, то есть с увеличением количества механической энергии, вносимого внутрь полости этим потоком. При одинаковых числах Маха набегающего потока размах колебаний давления 2А в укороченной полости с относительной длинной ¿т=16.3 превышает размах колебаний давления в полости с £т=36.7 Это объясняется меньшей массой воздуха, воспринимающей тепло и меньшей площадью стенок полости, через которые происходит теплопередача в окружающую среду. Кроме того, с увеличением длины полости возрастают потери энергии на трение о стенки, что уменьшает амплитуду колебаний. Полученные значения приближенно описываются зависимостью А~ из [2]. В настоящих опытах величины удвоенной амплитуды пульсаций давления 2А у закрытого торца полости (рис. 6) превышают значения, представленные в работах [1], [2], где при ¿т= 16.3 числам М = 0.4,0.5,0.6 соответствовали значения 2А = 0.052,0.058, 0.066 МПа, а при 1п = 36.7 и более высоком числе М = 0.75 значение 2А = 0.68 МПа.
Более интенсивные пульсации давления объясняются наличием обтекаемой поверхности, которая является источником дополнительных возмущений потока на входе в полость. Отношение давлений к концу процесса сжатия воздуха у закрытого торца и статического давления на входе полости при значительной скорости набегающего потока (например при М >0.56 для полости с с)а = 0.0114 м, 1т = 36.7) становится сверхкритическим, что говорит о возможном формировании ударной волны в момент начала расширения воздуха в полости. Появление ударной волны было теоретически обосновано, например, в работе [7] и подтверждено экспериментально на теневых снимках в [2] с помощью прибора Теплера ИАБ-451. Однако, в случае малых скоростей набегающего потока, амплитуда пульсаций давления значительно ниже у торца полости и, кроме того, уменьшается в направлении открытого входа полости. В этом случае ударные волны не регистрируются, а пульсации давления внутри полости могут быть описаны линейной акустической теорией. Таким образом, наличие отрывного течения и взаимодействующих волн сжатия не обязательно приводит к образованию ударной волны, хотя нагрев воздуха в полости в этом случае так же значителен.
Серия рисунков 7,8 иллюстрирует непосредственно осциллограммы давления, снятые у закрытого торца полости и на расстоянии 0.0427 м от входа в полость. Их сопоставление показывает различный характер изменения давления внутри полости во времени. Согласно осциллограммам, у открытого входа (рисунок 7а, 8а) процесс втекания воздуха внутрь полости и последующего истечения проходит без разряжения, а максимальное статическое давление не превышает полного давления набегающего потока. При увеличении числа Маха набегающего потока на входе в тупиковую полость не наблюдается рост амплитуды колебаний давления. В то же время, у закрытого торца (на рисунок 76,86) максимальное полное давление в момент сжатия может в 1.8 раза выше, чем полное давление в набегающем потоке и наблюдается падение давления вызванное интенсивной волной разряжения, возникающей в момент истечения газа. Колебания полного давления у закрытого торца нелинейные, околорезонансные. Осциллограммы давления у закрытого торца сняты в тех же условиях, что и осциллограмма давления у входа в полость. Из полученных осциллограмм следует, что колебания давления в глубине полости могут быть описаны уравнением стоячей волны (для колебаний близких к линейным), чего нельзя сделать в отношении колебаний давления на входе в полость. Периодическое разряжение и сжатие внутри полости должно порождаться синусоидально колеблющейся поверхностью отрыва, как полагают авторы работы [1]. Это учитывается в расчетах постановкой граничного условия на входе в полость по статическому давлению в виде р = р<,(1+(л/р0)51гкйг), где д, - среднее давление за период колебаний, со - частота колебаний, г -время. В
Рис. 7. Осциллограмма статического давления: а) на расстоянии 0.0427 м от входа^ полость, б) у закрытого торца полости; = 0.0114 м, ¿т = 36.7, М = 0.385.
реальных условиях это соотношение не выполняется. Зависимость давления от времени на входе в тупиковую полость может быть аппроксимирована, например, разложением в тригонометрический ряд Фурье.
Следует отметить, что колебания давления на входе в тупиковую полость и у закрытого торца происходят с одинаковой частотой. Число Струхаля, определяемое по скорости звука у закрытого торца, измеренной частоте и эквивалентной длине полости = ь, + о.5</3 сот + о.4г/, показало, что колебания давления внутри полости происходят на частотах ниже резонансных, соответствует числу ЭЬ = 0.25. С нагревом воздуха внутри полости физическая частота колебаний изменяется с изменением скорости звука, что приводит к уменьшению относительной частоты.
Картина течения воздуха внутри полости, предложенная в работах [1], [2], является упрощенной моделью. Предполагается, что источником колебаний давления внутри полости является подвижная поверхность раздела между набегающим потоком и воздухом внутри полости. Колебания этой поверхности порождают волны сжатия, которые отражаются от закрытого торца и, накладываясь друг на друга, образуют ударную волну. Дисипация энергии в ударных волнах внутри полости быстро разогревает воздух. При этом не учитывается массообмен между набегающим потоком воздуха и полостью, а так же характер течения на входе в полость. Основываясь на результатах экспериментов, можно предложить несколько значительных уточнений. В случае неглубокой полости набегающий поток образует внутри нее циркуляционное течение и одновременно пульсации давления [3] - [6]. Можно предположить
Рис. 8. Осциллограмма статического давления: а) на расстоянии 0.0427 м от входа в полость 6 = 0.0114 м, Ъ\ ■ 36.7, М = 0.523; б) у закрытого торца полости; с!а= 0.0114 м, ¿т = 36.7, М = 5785.
подобное циркуляционное течение внутри сильно удлиненной полости у открытого входа, что объясняет характер пульсаций давления в этой области. Авторами работы [2] было показано отсутствие нагрева воздуха в области открытого входа полости и изменение температу ры торможения по высоте канала (согласуется с результатами экспериментов изложенных выше), что объяснялось как отсутствие закрутки потока на входе в полость. Однако известно, что циркуляционное течение происходит без перераспределение температуры торможения по радиусу закрученного потока, что подтверждают экспериментальные данные, изложенные в [3]. Расчет распределения скоростей и давлений внутри полости должен производиться с учетом вязкого трения о стенки, которое уменьшает амплитуду колебаний давления. Дозвуковой закрученный поток может проникать в полость на глубину нескольких эквивалентных диаметров полости <1э, после чего давление в полости повышается и процесс ее заполнения прекращается. Затем, происходит истечение воздуха из полости. Во время истечения воздуха из полости от ее входа к торцу распространяется волна разряжения при этом происходит резкое падение давления. Большая часть воздуха остается внутри полости, образуя "застойную зону" с волнами сжатия и расширения, внутри которой происходит процесс пульсации давления и нагрев воздуха. Волны давления порождает не только внешний поток, взаимодействуя с входными кромками полости, но и тормозящийся закрученный поток, проникающий в полость. При формировании закрученного течения внутри полости затрачивается энергия набегающего потока, которая внутри полости трансформируется в волны давления.
Новизна проведенных исследований заключается в предложенной уточненной физической картине протекающего процесса. Кроме того, проведенные экспериментальные исследования по своим условиям близки к тем, которые могут наблюдаться при полете летательного аппарата в атмосфере с большой дозвуковой скоростью при М > 0.25. Поэтому качественные и количественные результаты работы должны учитываться при аэродинамических и прочностных расчетах летательных аппаратов или при проектировании проточной части авиационного двигателя. Результаты экспериментальных исследований востребованы в ОАО "Омское моторостроительное конструкторское бюро".
ЛИТЕРАТУРА
1. Елисеев Ю. Б., Черкез А. Я. Об эффекте повышения температуры торможения при обтекании газом глубоких полостей. // Механика жидкости и газа. 1971. № 3.
2. Елисеев Ю. Б., Черкез А. Я. Экспериментальное исследование аномального аэродинамического нагрева тел с глубокой полостью // Механика жидкости и газа. 1978. № 1. С. 113-119.
3. Краснов Н. Ф., Кошевой В. Н., Калугин В. Т. Аэродинамика отрывных течений. М.: Высшая школа, 1988, 351 с.
4. Данлэп Р, Браун Р С. Экспериментальное исследование акустических пульсаций возбуждаемых периодическим срывом вихрей. // Ракетная техника и космонавтика. 1981. N2 4.0.142-143.
5. Заугольников Н, Л., Коваль М. А., Швец А. И. Пульсации потока газа в кавернах при сверхзвуковом обтекании. // Механика жидкости и газа. 1990. №2. С. 121-127.
6. Хэнки В. Л., ШенгДж. С. Расчет пульсаций давления в открытой полости. // Ракетная техника и космонавтика. 1980. Т. 18. N8 8.0. 38-46.
7. Думнов Г. Е. Колебания газа в трубах под воздействием периодически меняющегося давления // Механика жидкости и газа. 1978. №5. С. 177-180.
КУЗНЕЦОВ Виктор Викторович, доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой "Двигатели летательных машин" Омского государственного технического университета.
КОСТОГРЫЗ Валентин Григорьевич, кандидат технических наук, генеральный директор - главный конструктор ОАО "Омское моторостроительное конструкторское бюро".
ШПАКОВСКИЙ Денис Данилович, аспирант заочного отделения, инженер-конструктор 2 категории, ОАО "Омское моторостроительное конструкторское бюро".
В. В. ЖИЛЬЦОВ Е.В. ШЕНДАЛЕВА
Омский
научно-внедренческий центр "СибВПКнефтегаз-ЮКОС"
УДК 621.452.3.04.018
НОВЫЙ МЕТОД НАСТРОЙКИ ДОЗАТОРОВ ТОПЛИВА СИСТЕМ АВТОМАТИЧЕСКОГО УПРАВЛЕНИЯ ГАЗОТУРБИННЫХ УСТАНОВОК
В ДАННОЙ РАБОТЕ ПРЕДЛОЖЕН МЕТОД ИСПЫТАНИЙ И НАСТРОЙКИ ДОЗАТОРОВ ТОПЛИВА ЭЛЕКТРОННЫХ И ЭЛЕКТРОННО-ГИДРАВЛИЧЕСКИХ СИСТЕМ АВТОМАТИЧЕСКОГО УПРАВЛЕНИЯ ГАЗОТУРБИННЫХ УСТАНОВОК С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ БЕСПОИСКОВЫХ АЛГОРИТМОВ ИДЕНТИФИКАЦИИ И АДАПТИВНОЙ (САМОНАСТРАИВАЮЩЕЙСЯ) МОДЕЛИ ИДЕНТИФИЦИРУЕМЫХ ПАРАМЕТРОВ.
Газотурбинные технологии находят все более широкое применение в топливно-энергетическом комплексе. Ряд ведущих нефтяных компаний России рассматривает их как альтернативное и перспективное решение вопросов энерготеплоснабжения и силовых приводов. Газотурбинные многоцелевые установки и приводы достаточно полно представлены в новой межрегиональной целевой программе "СибВПКнефтегазТЭК" на период 2002 - 2006 годов. В этой связи актуальность исследования и освоения новых эффективных технологий доводки и испытаний газотурбинных установок и двигателей не вызывает сомнений.
Электронная или элеитрогидравлическая система автоматического управления газотурбинных двигателей (САУ ГТД) работает совместно с гидравлической аппаратурой (дозатором топлива), осуществляющей непосредственный впрыск топлива в камеру сгорания ГТД.
При полунатурных стендовых испытаниях дозатора топлива в режиме реального времени совместно с электронными или электрогидравлическими САУ ГТД и моделью ГТД в контуре обратной связи возникают вопросы оптимальной настройки как самого дозатора топлива в соответствии с его математической моделью с помощью его регулировочных элементов (регулировочных винтов), так и алгоритмов управления электронной или электронно-гидравлической САУ ГТД. При этом использование сложного математического аппарата моделирования характеристик, идентификации реальных параметров, методов линеаризации характеристик часто не дает
удовлетворительного результата при совместном испытании и настройке системы "электронный регулятор - дозатор топлива".
В предлагаемом методе испытаний и настройки дозаторов топлива используется модель тракта регулирования электронного регулятора по частоте вращения ротора турбины ГТД, что является наиболее простым и надежным решением в отличие от полного моделирования электронного регулятора или использования реального электронного регулятора. Кроме того такой подход позволяет распараллелить процессы создания, испытания, наладки электронных регуляторов и топливных дозаторов, что ускоряет создание электронных и электронногидро-механических САУ ГТД.
Использование беспоисковых алгоритмов идентификации и адаптивной (самонастраивающейся) модели идентифицируемых параметров, настраиваемой на минимум (или достаточную малость) разности (невязки) выходных сигналов реального объекта и модели, возбуждаемых одним и тем же входным сигналом, обеспечит оптимальную настройку передаточной функции дозатора топлива.
Идентификация осуществляется в классе детерминированных (с точностью до вектора параметров) моделей. При этом идентифицируемый объект описывается в виде ■хмых(')~^ где вектор параметров а(г) счита-
ется в общем случае неизвестной функцией времени.
Беспоисковые алгоритмы идентификации с адаптивной (самонастраивающейся) моделью ориентированы на
