CC BY
16удК 629.78.036.54-043.79:533.682
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ АКУСТИЧЕСКИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ СТРУЙ ПОСАДОЧНОЙ ДВИГАТЕЛЬНОЙ УСТАНОВКИ НА ВОЗВРАЩАЕМЫЙ АППАРАТ ПИЛОТИРУЕМОГО ТРАНСПОРТНОГО КОРАБЛЯ © 2017 г. Архипов А.Б.1, Брюханов Н.А.2, Дементьев В.К.2, Дядькин А.А.2, Комаров В.В.1, Пономарев Н.Б.1, Пономарев А.А.1
1ГНЦ ФГУП «Центр Келдыша» (Центр Келдыша) Ул. Онежская, 8, г. Москва, Российская Федерация, 125438, e-mail: [email protected]
2Ракетно-космическая корпорация «Энергия» имени С.П. Королёва (РКК «Энергия») Ул. Ленина, 4А, г. Королёв, Московская обл., Российская Федерация, 141070, e-mail: [email protected]
Представлены результаты модельных экспериментальных исследований акустического воздействия струй сопел вертикального и горизонтального торможения посадочной твердотопливной двигательной установки возвращаемого аппарата перспективной пилотируемой транспортной системы на поверхность возвращаемого аппарата.
Экспериментальные исследования выполнены в акустически заглушенном боксе соплового дифференциального стенда ГНЦ ФГУП «Центр Келдыша» при полном давлении рабочего тела перед соплами 60...120 кгс/см2 на высокотемпературных продуктах сгорания воздушно-этанолового топлива и на холодном воздухе. Исследования проводились с имитатором посадочной поверхности на модели масштаба 1:7 возвращаемого аппарата со всеми соплами посадочной двигательной установки, а также на модели масштаба 1:1,5 одиночного сопла вертикального торможения с регулируемым критическим сечением и макетом фрагмента кормовой части возвращаемого аппарата. Выполнен пересчет на натурные условия полученных экспериментальных данных, что необходимо для определения параметров акустической среды в обитаемом отсеке возвращаемого аппарата, и порождаемых внешним акустическим полем вибраций, действующих на оборудование и элементы электронной аппаратуры возвращаемого аппарата.
Ключевые слова: возвращаемый аппарат, посадочная твердотопливная двигательная установка, посадочная поверхность, сопло с регулируемым критическим сечением, акустическое воздействие струи.
EXPERIMENTAL STUDIES OF ACOUSTIC EFFECTS OF PROPULSIVE LANDING SYSTEM JETS ON REENTRY VEHICLE OF CREW TRANSPORTATION SPACECRAFT
Arkhipov A.B.1, Bryukhanov N.A.2, Dementyev V.K.2, Dyadkin A.A.2, Komarov V.V.1, Ponomarev N.B.1, Ponomarev A.A.1
1SSC FSUE Keldysh Research Centre (Keldysh Centre) 8 Onezhskaya str., Moscow, 125438, Russian Federation, e-mail: [email protected]
2S.P. Korolev Rocket and Space Public Corporation Energia (RSC Energia) 4A Lenin str., Korolev, Moscow reg., 141070, Russian Federation, e-mail:[email protected]
The paper presents results of model-test studies of acoustic effects on the surface of the reentry vehicle of jets from vertical and horizontal braking nozzles of solid rocket landing engines of the advanced crew transportation system reentry vehicle.
The experimental studies were run in an anechoic box of the differential nozzle testing facility the Keldysh Center at 60...120 kg f/cm2 full pressure of working medium upstream of the nozzles, using high-temperature combustion products of air-ethanol propellant and cold air. The experimental studies were run using a landing surface mockup on a 1:7 scaled model of the reentry vehicle, which had all the nozzles of the propulsive landing system, as well as on a 1:1,5 scaled model of a single vertical braking nozzle with adjustable throat section and a mockup of a fragment of the aft section of the reentry vehicle. The obtained experimental data were scaled up to full-size conditions, which was necessary to determine the acoustic environment inside the crew cabin of the reentry vehicle and vibrations induced by the external acoustic field and acting upon the hardware and avionics components of the reentry vehicle.
Key words: reentry vehicle, solid-rocket landing system, landing surface, nozzle with adjustable throat section, acoustic effects of a jet.
Архипов А.Б.
брюханов н.а.
дементьев в.к.
дядькин А.А.
комаров в.в.
пономарев н.Б.
пономарев А.А.
АРХИПОВ Андрей Борисович — ведущий инженер Центра Келдыша, e-mail: [email protected] ARKHIPOv Andrey Borisovich — Lead engineer at the Keldysh Centre, e-mail: [email protected]
БРЮХАНОВ Николай Альбертович — главный конструктор перспективных космических комплексов и систем РКК «Энергия», e-mail: [email protected]
BRYUKHANOv Nikolay Albertovich — Ghief Designer of advanced space complexes and systems at RSC Energia, e-mail: [email protected]
ДЕМЕНТЬЕВ Владимир Константинович — кандидат технических наук, ведущий научный сотрудник РКК «Энергия», e-mail: [email protected]
DEMENTYEv vladimir Konstantinovich — Candidate of Science (Engineering), Lead research scientist at RSC Energia, e-mail: [email protected]
ДЯДЬКИН Анатолий Александрович — кандидат технических наук, начальник отдела РКК «Энергия», e-mail: [email protected]
DYADKIN Anatoly Alexandrovich — Candidate of Science (Engineering), Head of Department at RSC Energia, e-mail: [email protected]
КОМАРОВ Владимир Всеволодович — кандидат технических наук, ведущий научный сотрудник Центра Келдыша, e-mail: [email protected]
KOMAROV Vladimir Vsevolodovich — Candidate of Science (Engineering), Lead research scientist at the Keldysh Centre, e-mail: [email protected]
ПОНОМАРЕВ Николай Борисович — кандидат технических наук, начальник сектора Центра Келдыша, e-mail: [email protected]
PONOMAREV Nikolay Borisovich — Candidate of Science (Engineering), Head of Subdepartment at the Keldysh Centre, e-mail: [email protected]
ПОНОМАРЕВ Александр Александрович — кандидат физико-математических наук, ведущий научный сотрудник Центра Келдыша, e-mail: [email protected]
PONOMAREV Alexander Alexandrovich — Candidate of Science (Physics and Mathematics), Lead research scientist at the Keldysh Centre, e-mail: [email protected]
Введение
Одной из задач при создании пилотируемого транспортного корабля (ПТК) нового поколения является обеспечение мягкой посадки многоразового возвращаемого аппарата (ВА) с использованием парашютно-реактивной системы посадки [1]. Мягкая посадка обеспечивается включением посадочной твердотопливной двигательной установки (ПТДУ). Сопла ПТДУ расположены на боковой конической поверхности ВА сегментально-конической формы (см. рис. 1 в работе [2]). Многосопловая ПТДУ имеет в своем составе восемь сопел вертикального торможения (ВТ) и четыре сопла горизонтального торможения (ГТ), а также четыре клапана сброса давления. Гашение вертикальной составляющей скорости ВА осуществляется соплами ВТ, а горизонтальной составляющей скорости, обусловленной ветровым воздействием при посадке - соплами ГТ.
Струи ПТДУ оказывают акустическое (пульсационное) воздействие на ВА. Определение этого воздействия необходимо для прогнозирования акустической среды в отсеках ВА (включая обитаемый) и анализа нагружения конструкции.
Задача моделирования и исследования на модели акустических воздействий струй ПТДУ осложнена большим количеством сопел, конструкцией этих сопел с косым срезом и прямоугольным регулируемым критическим сечением, площадь которого регулируется с помощью поворотной заслонки, сложностью геометрии предсо-пловых объемов, наличием отрывных зон с пульсирующим давлением в предсопловых объемах и за поворотной заслонкой, а также изменяющимся положением посадочной поверхности. Результаты экспериментального и расчетного исследований особенностей
течения в сопле ВТ представлены в работе [2]. Акустические характеристики струй таких сопел практически не были изучены, доступные публикации по ним отсутствуют.
В данной статье представлены результаты экспериментальных исследований, выполненных в Центре Келдыша в акустически заглушенном боксе соплового дифференциального стенда (СДС) на модели сопла ВТ ПТДУ масштаба 1:1,5 с макетом фрагмента кормовой части ВА и имитатором посадочной поверхности (см. рис. 2, 3 в работе [2]), а также на модели ВА масштаба 1:7 со всеми соплами ПТДУ и имитатором посадочной поверхности, устанавливаемым на разных расстояниях от днища модели ВА перпендикулярно его продольной оси и под углом 9 = 12° между осью ВА и нормалью к этой поверхности (рис. 1). В процессе этих исследований определены:
• пульсации давления в предсоп-ловом объеме сопла ВТ при заданных перекрытиях критического сечения сопла поворотной заслонкой;
• акустические воздействия струй сопел ПТДУ ВА (рис. 1) на донную и боковую поверхности ВА в зависимости от количества струй (от восьми сопел ВТ, четырех сопел ГТ, двух и четырех клапанов сброса давления), расстояния (высоты Н) от вершины сферической части днища ВА до посадочной поверхности и наклона оси ВА к посадочной поверхности.
В этих экспериментальных исследованиях в качестве рабочего тела использовались высокотемпературные (полная температура Т0 = 1 250 К) продукты сгорания воздушно-этанолового топлива с коэффициентом избытка окислителя а < 1 и холодный воздух высокого давления при таких же, как в натурных условиях, полных давлениях рабочего тела перед соплами р = 60...120 кгс/см2.
д)
Рис. 1. Сопловой дифференциальный стенд (СДС) при проведении модельных исследований акустических воздействий струй посадочной твердотопливной двигательной установки (ПТДУ): а, б — с моделью ВА масштаба 1:7 со всеми соплами ПТДУ (1) и имитатором посадочной поверхности 2*2,5 м (2); в — модель ВА масштаба 1:7 с 16 соплами без оболочки перед монтажом на рабочее место; г — на рабочем месте стенда; д — чертеж модели сопла вертикального торможения масштаба 1:1,5
параметры моделирования
Для экстраполяции модельных экспериментальных данных на натурные условия исследования на СДС выполнены с использованием в качестве рабочих тел модельных струй со следующими параметрами:
• холодный (с полной температурой Т0 = 290 К) воздух высокого давления («холодные» испытания);
• высокотемпературные (Т0 = 1 250 К) продукты сгорания воздушно-этанолового топлива, полученные в стендовой камере сгорания при среднем по камере сгорания
массовом соотношении компонентов топлива Кт = 2,3.3,2 (коэффициент избытка окислителя а = 0,27.0,37) («горячие» испытания).
Эти модельные рабочие тела при таких же, как в ПТДУ, полных давлениях рабочего тела перед соплом рк, т. е. с такой же, как в натурных условиях, степенью нерас-четности струи, отличаются от натурного рабочего тела (продуктов сгорания ПТДУ) не только полной температурой (в ПТДУ Т0 ~ 2 900 К), но также и другими параметрами, представленными в таблице (для воздушно-этанолового топлива представлены параметры при Кт = 3,0).
параметры течений в соплах и струях в натурных и модельных условиях на СДС
Параметры рабочего тела Продукты сгорания ПТДУ Продукты сгорания топлива воздух+этанол при Кт = 3,0 М 1:1,5 /М 1:7 Воздух высокого давления M 1:1,5 /M 1:7
рк, кгс/см2 120 80 120 80 120 80
Т,, К 2 900 2 900 1 250 1 250 290 290
п 1,265 1,3 1,4
Ьсл /Ьс, % 1,8 2,9 0,7/3,4 1,2/5,5 0,1/0,4 0,1/0,6
Ьст /Ьс, % 5,5 8,6 2,2/10,2 3,5/16,4 0,3/1,2 0,4/1,9
dстр, мм 151 142 103/21 90/19 95/20 83/18
Иестр 2,2-106 1,7-106 6,8-106/1,4-106 4,9-106/1,0-106 7,1-107/1,5-107 4,9107/1,1107
С = V /а стр ' го 7,52 7,32 4,70 4,55 1,91 1,87
Ктр, м/с 2 589 2 521 1 618 1 568 657,4 643,5
р V2 /2, МПа ' стр стр ' ' 0,841 0,727 0,940 0,808 1,045 0,891
В таблице использованы следующие обозначения:
п - средний по длине сопла показатель изоэнтропы рабочего тела - определяет число Маха потока в сопле и отрыв потока от стенок сопла [3];
Ь /Ь - относительная осевая длина Ь ,
сл 'с ^ ел'
на которой пограничный слой в сопле ламинарный (Ьс - осевая длина от начала поворотной заслонки до середины косого среза сопла). Величина Ьсл определена по критерию ламинарно-турбулентного перехода в пограничном слое в сопле [3], основанному на числе Рейнольдса КеЬ = р0УшахЬс/цж, где р0 - плотность заторможенного потока; Vmax = а V 2/(п - 1) - скорость истечения рабочего тела в вакуум (а0 - скорость звука в камере сгорания); - вязкость рабочего тела при температуре стенки сопла. При ИеЬ < 107 пограничный слой в сопле ламинарный, а при ИеЬ > 3107 - турбулентный;
Ь /Ь - относительная осевая длина
ст 'с
Ьст, при которой пограничный слой в сопле становится турбулентным;
dстр - диаметр идеальной струи рабочего тела при расширении от рк до атмосферного давления р =1 кгс/см2;
Ие = р V d /и. - число Рейнольд-
стр ' стр стр стр ' *стр ^
са струи, определенное по d (р , и
Г J ' Г ^ стр Метр' *стр
плотность и вязкость рабочего тела, соответственно), являющееся критерием подобия для акустического излучения струй; согласно работе [4], при Кестр > 5-105 пограничный слой струи, истекающей в затопленное пространство, является турбулентным, а уровни акустического излучения струи слабо зависят от Ие ;
стр
С = Vстр - коэффициент скорости - скорость звука в окружающей атмосфере), являющийся, согласно работе [4], критерием подобия акустического излучения струй;
V , р V2 /2 - скорость и скоростной
стр 1 стр стр ' 1 1
напор рабочего тела в идеальной струе при расширении от рк до атмосферного давления рн = 1 кгс/см2 (рстр - плотность рабочего тела в струе).
В таблице для модельных рабочих тел приведены два значения параметров, зависящих от абсолютных размеров модели: для модели сопла ВТ масштаба 1:1,5 и для модели ВА со всеми соплами ПТДУ масштаба 1:7. Видно, что границы ламинарно-турбулентного перехода в пограничном слое в сопле Ь /Ь , Ь /Ь
сл с ст с
и число Кестр моделируются практически полностью. Значения скоростного напора струи рстрУс2тр/2, определяющего силовое воздействие на посадочную поверхность, в модельных испытаниях охватывают натурные значения. Параметр моделирования С, характеризующий акустическое поле струи, используется для экстраполяции модельных экспериментальных данных на натурные условия.
В модели сопла ВТ масштаба 1:1,5 воспроизведены (см. рис. 1, д):
• форма проточной части предсопло-вого объема, состоящая из вертикального цилиндра, к которому по трубе подводится рабочее тело, и патрубка, соединяющего этот цилиндр с другим цилиндром, в котором установлена поворотная заслонка, регулирующая площадь прямоугольного критического сечения сопла;
• форма горла сопла прямоугольного сечения, постоянного до начала конической расширяющейся части сопла;
• форма конической расширяющейся части сопла, образованная несколькими коническими поверхностями, абсциссы граничных сечений которых геометрически подобны натурным, а ординаты этих сечений скорректированы относительно натурных для получения такого же, как при показателе изоэнтропы продуктов сгорания ПТДУ п = 1,265, числа Маха потока в сопле при показателе изоэнтропы модельного рабочего тела п = 1,3;
• косое выходное сечение, расположенное на геометрически подобном натурному расстоянии от горла сопла и под таким же, как у натурного сопла, углом наклона относительно оси сопла.
На этой модели исследовались пульсации давления в предсопловом объеме и горле сопла (см. рис. 1, д с расположением датчиков пульсаций давления), а также акустическое воздействие струи этой модели сопла на макет кормовой части ВА (см. рис. 3, в, г в работе [2]) при отсутствии и наличии имитатора посадочной поверхности.
пульсации давления в предсопловом объеме и горле сопла вертикального торможения
Пульсации давления на внутренней поверхности предсоплового цилиндра около поворотной заслонки на противоположной от входного газовода стороне измерялись датчиком ЛХ-612, в горле сопла — датчиком фирмы Епйвуао (рис. 1, д). Спектры этих пульсаций Ь1Гц (значения уровней в полосе
частот А/ = 1 Гц) показаны на рис. 2, где частоты / пульсаций давления в «холодных» испытаниях пересчитаны по числу Струхаля на условия «горячих» модельных испытаний (умножены на отношение скоростей звука).
0 4000 8000 12000 16000 /, Гц а)
"0 4000 8000 12 000 16000 / Гц б)
Рис. 2. Спектры пульсаций давления в предсопловом объеме в «холодных» и «горячих» испытаниях: а —
(1 - Г,/Г.тх) = 2%; б — (1 - Г,/Г,тх) = 20% Примечание. Г, — текущая площадь критического сечения; Г,тах — площадь полностью открытого критического сечения; — — «холодное» испытание; — — «горячее» испытание.
Видно, что после такого пересчета частоты максимумов спектров пульсаций давления в предсопловом объеме в «холодных» испытаниях близки к частотам максимумов в «горячих» испытаниях. Этот результат указывает на одинаковые источники пульсаций давления в предсопловом объеме, но амплитуды пульсаций на характерных частотах в «горячих» испытаниях существенно выше, чем в «холодных». Зависимости суммарного уровня этих пульсаций от полного давления рабочего тела рк при разных значениях перекрытия горла сопла показаны на рис. 3. Суммарный уровень пульсаций давления — среднее квадратичное значение в децибелах относительно 210-5 Н/м2 процесса пульсаций давления на интервале наблюдения.
Кроме того, на рис. 3 пунктирной линией показана зависимость ЬЕ(рк), определенная по измеренным датчиком Endвvco пульсациям давления в горле сопла в застойной зоне
ниже по потоку от заслонки в «холодных» испытаниях. Видно, что в предсопловом цилиндре при (1 - ) = 0.20% суммарный уровень Ь2 увеличивается при увеличении рк, а при одинаковых рк и (1 - Д /Дтах ) = 20% в «горячих» испытаниях Ь^ на ~4...5 дБ выше, чем в «холодных» испытаниях. При (1 - /^,тах) = 0 в горле сопла ниже по потоку от заслонки ЬЕ на ~6...7 дБ выше, чем в предсопловом цилиндре. Эти пульсации давления увеличивают турбулентность потока в сопле и струе.
Рис. 3■ Зависимости от полного давления рабочего тела рк суммарного уровня пульсаций давления в предсопловом объеме при (1 - Р,/Р,тах) = 0...20%: • — холодные, 0%, предсопл.; ◦ — холодные, 2%, предсопл.; ◦ — горячие, 2%, предсопл.; ◦ — холодные, 20%, предсопл.; ◦ — горячие, 2%, предсопл.; ▲ — холодные, 0%, горло
Акустические воздействия на поверхность возвращаемого аппарата от шума струй сопел посадочной двигательной установки
Для максимально приближенного к натурным условиям моделирования воздействия шума струй ПТДУ на модель ВА стены, пол и потолок рабочей зоны стенда СДС были покрыты шумопоглощающими поролоновыми матами с пирамидками, подавляющими отражаемые от них звуковые волны (см. рис. 1, а, б). Определенный различными методами коэффициент поглощения шума этими покрытиями в рабочей зоне стенда составил 0,9.0,98 в диапазоне частот 100.20 000 Гц. Все испытания, которые сопровождались акустическими измерениями, проводились на СДС с установленными шумопоглощающими покрытиями.
Для упрощения изготовления конструкции модели ВА, выполненной в масштабе 1:7 со всеми соплами ПТДУ (см. рис. 1, а, в), в ней использовались сопла с круглым критическим сечением без механизма его перекрытия. Кроме того, геометрия магистралей подвода рабочего тела к соплам также была упрощена — отсутствовали цилиндры, через которые в натурной ПТДУ рабочее тело
проходит последовательно и поступает к соплам, как это изображено на рис. 1, д. При пересчете модельных данных на натурные условия необходимо было учитывать влияние этих отличий на исследуемые характеристики. С этой целью наряду с испытаниями модельного сопла ВТ масштаба 1:1,5 с макетом фрагмента кормовой части ВА, у которого боковая коническая поверхность ВА была упрощенно представлена набором плоских поверхностей (см. рис. 3, в, г в работе [2] и рис. 5), проведены испытания показанных на рис. 4 круглых сопел с круглой сужающейся частью и круглым горлом с этим же макетом фрагмента кормовой части ВА.
а)
б)
Рис. 4. Модельные конические сопла с круглым критическим сечением и сопловым насадком модели сопла вертикального торможения (ВТ) масштаба 1:1,5: а —
с диаметром критического сечения ¿,= 29 мм, соответствующим полностью открытому критическому сечению модели сопла ВТ на рис. 1, д (сопло 1 — с внезапным поджатием, сопло 2 — с коническим входом); б — с ¿,= 22 мм, эквивалентным перекрытой на 50% площади критического сечения модели сопла ВТ (см. рис. 1, д)
В этих испытаниях присутствовал также имитатор посадочной поверхности (см. рис. 3, г в работе [2]), с которым взаимодействовала струя модельного сопла, расположенный под таким же, как в натурных условиях, углом относительно оси сопла. Исследовались варианты, когда продольная ось ВА перпендикулярна посадочной поверхности или наклонена на 0 = 12° от вертикального положения в сторону увеличения угла встречи струи с посадочной поверхностью.
Пульсации давления на поверхностях макета фрагмента кормовой части (рис. 5) и полной модели ВА (рис. 6) в диапазоне частот до 50 кГц измерялись датчиками Еийвюсо типа 8510 и КыШв Ь^-125, сигналы которых записывались многоканальным цифровым регистратором М1С-355М НПП «Мера». Коэффициент чувствительности каждого измерительного канала определялся
с помощью калибратора 4291 фирмы Бгив1&К]авг. Погрешность измерения суммарных уровней пульсаций давления по этим данным составляет не более ±5% (~ ±0,5 дБ). Дальнейшая обработка данных измерений с учетом индивидуальных амплитудно-частотных характеристик датчиков проводилась с помощью программы, разработанной в среде ЬаЬУШШ 7.
Рис. 5. Расположение датчиков пульсаций давления (М01 ...М06) на макете фрагмента кормовой части возвращаемого аппарата с моделью масштаба 1:1,5 сопла вертикального торможения (ВТ) и модельными круглыми соплами ВТ
Анализ данных, полученных при испытаниях модели сопла ВТ масштаба 1:1,5 (см. рис. 1, д) и эквивалентных круглых сопел (см. рис. 4) с макетом фрагмента кормовой части ВА (см. рис. 3, в в работе [2]) показал следующее.
Величины LS пульсаций давления от шума струи модели сопла ВТ на макете фрагмента кормовой части ВА практически не зависят от перекрытия критического сечения сопла в диапазоне (1 - F* /F,max ) = 0...50% и возрастают при увеличении полной температуры рабочего тела на ~1 000 К (от 290 до 1 250 К) на ALS » 4,5.5,5 дБ на боковой поверхности и периферии днища макета.
Величина LS пульсаций давления от шума «холодной» струи круглого сопла 1 с внезапным поджатием всего на ~0,3...0,9 дБ выше, чем от струи круглого сопла 2 с коническим поджатием. Величины LS пульсаций давления от шума «холодных» струй модели сопла ВТ с полностью открытым критическим сечением прямоугольной формы и круглого сопла 1 отличаются больше: LS от шума струи модели сопла ВТ на ~1,2...2,9 дБ выше, чем от шума струи сопла 1, причем эта разница уменьшается по мере удаления от косого среза сопла. Очевидно, повышенный шум струи модели сопла ВТ обусловлен повышенными пульсациями давления в предсопловом цилиндре и горле этого сопла.
Разница между ЬЕ пульсаций давления от шума струи модели сопла ВТ и от шума струи круглого сопла 3 (в обоих случаях (1 - /^ ) = 50%) при увеличении полной температуры рабочего тела на ~1 000 К (от 290 до 1 250 К) уменьшается: в «холодных» испытаниях АЬЕ = 1,6.4,3 дБ, а в «горячих» испытаниях АЬЕ = 1,4.2,4 дБ.
На рис. 6 показано расположение датчиков пульсаций давления на днище и боковой поверхности модели ВА масштаба 1:7.
Рис. 6. Расположение датчиков пульсаций давления на днище (ПД) и боковой поверхности (ПБ) модели ВА масштаба 1:7
Внутренний контур сопел ВТ и ГТ модели В А масштаба 1:7 соответствовал контуру модельного сопла 1 (см. рис. 4, а).
При испытаниях этой модели ВА имитатор посадочной поверхности размером 2x2,5 м располагался на расстояниях от днища ВА Н = 146 (соответствует касанию посадочной поверхности опорами ВА), 250, 430, 715 и 1 000 мм и устанавливался перпендикулярно оси модели ВА, а также под углом 9 = 12° между осью модели и нормалью к имитатору со стороны сопел ГТ. Соответственно, струи модельных сопел ВТ попадали на имитатор посадочной поверхности, только начиная с Н < 715 мм, а струи модельных сопел ГТ — только при Н < 250 мм и 9 = 12°, как показано на рис. 7.
При попадании модельных струй на имитатор посадочной поверхности на модель ВА приходят акустические волны как от слоя смешения струй с окружающей атмосферой, так и от места взаимодействия струй с поверхностью имитатора. При уменьшении Н вклад слоя смешения струй в акустическое воздействие на ВА снижается, а вклад зоны взаимодействия струй с имитатором посадочной поверхности возрастает. Уровень акустического воздействия от слоя смешения пропорционален коэффициенту скорости струи С = Устр /ате, где — скорость звука в атмосфере, а уровень акустического воздействия от зоны взаимодействия струи с преградой, согласно работе [4], зависит от скоростного напора струи
рстрУс2гр /2 (см. таблицу). Частота максимума спектра пульсаций давления от акустического излучения участка струи зависит от расстояния между срезом сопла и посадочной поверхностью: чем это расстояние больше, тем ниже частота максимума спектра, что определяется характеристиками турбулентности в слое смешения струи. Частоты / максимумов акустического излучения слоя смешения струи определяются его турбулентностью и числом Струхаля БЬа = fd /ате, где — скорость звука в окружающей атмосфере. Спектр акустического излучения зоны взаимодействия струи с преградой также зависит от турбулентности струи и при сокращении длины струи становится более высокочастотным.
Рис. 7. Схемы попадания струй модели ВА масштаба 1:7 на имитатор посадочной поверхности в испытаниях на сопловом дифференциальном стенде
Характеристики акустического воздействия на днище и боковую поверхность натурного ВА определялись по результатам испытаний модели ВА масштаба 1:7 при совместной работе восьми сопел ВТ и четырех сопел ГТ с учетом данных, полученных при сравнительных испытаниях модельного сопла ВТ масштаба 1:1,5 и эквивалентных круглых сопел (см. рис. 4) с макетом фрагмента кормовой части возвращаемого аппарата.
Полученные зависимости ЬЕ пульсаций давления от расстояния до преграды Н в диапазоне частот до 20 кГц на внешней поверхности ВА в «холодных» и «горячих» испытаниях модели ВА масштаба 1:7 с одновременно работающими восемью модельными соплами ВТ и четырьмя модельными соплами ГТ показаны на рис. 8. Видно, что во всех точках измерения пульсаций давления в «холодных» и «горячих» испытаниях наблюдается рост ЬЕ с уменьшением Н.
Скоростной напор струй модели ВА при рк = 120 кгс/см2 в «горячих» и «холодных» испытаниях, соответственно, на 12 и 24% выше скоростного напора натурных струй (см. таблицу), что в числе других факторов учитывалось при пересчете модельных данных на натурные условия.
Анализ результатов испытаний модели ВА масштаба 1:7 и одиночных модельных сопел масштаба 1:1,5 с макетом фрагмента кормовой части ВА показал, что с учетом всех отличий модельных параметров от натурных (см. таблицу) пересчет данных модельных испытаний на натурные условия приводит к прогнозируемым максимальным значениям ЬЕ, составляющим 171 дБ на днище ВА и 162 дБ на боковой поверхности ВА (рис. 9).
Для прогнозирования натурных спектров пульсаций давления на днище и боковой поверхности ВА использованы нормированные осредненные спектры пульсаций давления в зависимости от числа Струхаля (рис. 10). Здесь
Ь0а = Ь1Гц - ЬЕ - 10 ^(^а); Ь1Гц — спектральный уровень пульсаций давления (дБ) в полосе частот Дf = 1 Гц с текущей центральной частотой f этой полосы; ЬЕ — суммарный уровень пульсаций давления в измеряемом диапазоне частот, дБ; ДБЬа = Дfd /а^ — безразмерная полоса частот. Сравнение дано для «холодных» и «горячих» испытаний, в которых расчетные диаметры струй dстр были примерно одинаковыми.
Для модели ВА масштаба 1:7 этот диаметр струи в «холодных» и «горячих» испытаниях составлял d = 21 мм, а для сопла ВТ масштаба
стр 7 ^
1:1,5 — dcтр = 85 мм. На рис. 10 видно, что в спектрах пульсаций давления на днище и боковой поверхности модели ВА в «холодных» испытаниях имеются максимумы (дискретные составляющие) при БЬа = 0,1 и 0,17, механизм возникновения которых определяется резонансными процессами при взаимодействии струи с преградой. С ростом температуры струи эти механизмы играют все меньшую роль, что подтверждают данные «горячих» испытаний, в которых в спектрах пульсаций давления на днище и боковой поверхности модели имеются только широкополосные максимумы.
а)
б)
г)
Рис. 8. Зависимости LS (Н), полученные на модели ВА масштаба 1:7 при рк = 120 кгс/см2, в = 0°: а — днище («холодные» струи); б — боковая поверхность («холодные» струи); в — днище («горячие» струи); г — боковая поверхность («горячие» струи)
б)
Рис. 9. Прогнозируемые суммарные уровни пульсаций давления на днище и боковой поверхности ВА в зависимости от расстояния Н: а — днище; б — боковая поверхность;
◦
модель T = 290 К; ◦ — модель T, = 1 270 К; ◦
прогноз
на ВА с посадочной твердотопливной двигательной установкой
Нормированные спектры (в зависимости от БЬа) пульсаций давления на макете фрагмента кормовой части ВА от шума струи модели сопла ВТ масштаба 1:1,5 близки к спектрам пульсаций давления, измеренным на модели В А масштаба 1:7. Так как в «холодных» испытаниях в спектрах пульсаций давления имеются дискретные составляющие при БЬа = 0,1 и 0,17, то при прогнозировании формы спектров в натурных условиях использованы спектры, полученные в «горячих» испытаниях. Эти спектры в полосе частот А/ = 1 Гц, осредненные по днищу и по боковой поверхности модели ВА масштаба 1:7 при рк = 126 кгс/см2, показаны на рис. 11.
Пересчет частот модельных данных на натурные спектры пульсаций давления проведен из условия равенства БЬ : / = / х
, ^ , а ^ нат ^ мод
х(а^ата(мтрд )/(а™д«нТр ), где индекс «мод» означает модельные условия, а «нат» — натурные.
Расчет спектров для натурных условий проведен по формуле:
ЦГТ( / ) = 1™д(/ ) + А +
'ин4*' нат' мод'
+ 10 1е((амод dHaT )/(анат ^мод)),
О V V оо сто '' ^ 00 стр ''
где ЬЯ1ГТ и — натурный и модельный спектральные уровни в дБ в полосе частот А/ = 1 Гц,
соответственно; А — сумма прогнозируемых приращений, учитывающих влияние рассмотренных выше отличий модельных испытаний от натурных условий (для днища ВА А = 10,3 дБ, для боковой поверхности ВА А = 7,7 дБ). Результаты пересчета представлены на рис. 12.
% перекрытия Контур рк, кгс/см2 Lv дБ Т0, К
■ш ^т 0% Мод. ВТ 86,5 155,5 1 250
0% Мод. ВТ 109,0 151,0 290
0% М 1:7 126,0 160,5 1 250
0% М 1:7 118,5 153,5 290
а)
% перекрытия Контур рк, кгс/см2 Ls, дБ Т0, К
■■ 0% Мод. ВТ 86,5 149,5 1 250
0% Мод. ВТ 109,0 146,5 290
0% М 1:7 126,0 154,0 1 250
0% М 1:7 118,5 149,0 290
б)
Рис. 10. Нормированные осредненные спектры пульсаций давления на днище и боковой поверхности модели ВА масштаба 1:7 и модели сопла вертикального торможения масштаба 1:1,5 в зависимости от числа Струхаля Яка: а — днище ВА; б — боковая поверхность ВА
/.Гц
Рис. 11. Спектры осредненных пульсаций давления на днище и боковой поверхности модели ВА масштаба 1:7 при рк= 126 кгс/см2, использованные для пересчета на натурные условия: ™ —
днище, = 161,5 дБ; ™ — боковая поверхность, = 154,0 дБ
Рис. 12. Прогнозируемые осредненные спектры в полосе частот Af = 1 Гц пульсаций давления на днище и боковой поверхности натурного ВА при взаимодействии струй посадочной твердотопливной двигательной установки с посадочной поверхностью: — — днище; — — боковая поверхность
Представленные на рис. 12 спектры пульсаций давления соответствуют суммарному уровню LS прог = 171 дБ на днище ВА и LS прог = 162 дБ на боковой поверхности ВА.
заключение
Проведенные в акустически заглушен-ном боксе соплового дифференциального стенда ГНЦ ФГУП «Центр Келдыша» исследования на модели масштаба 1:1,5 сопла вертикального торможения и на модели масштаба 1:7 возвращаемого аппарата со всеми соплами посадочной двигательной установки позволили путем пересчета модельных экспериментальных данных на натурные условия определить уровни акустического воздействия струй посадочной двигательной установки на поверхность возвращаемого аппарата в зависимости от его расстояния до посадочной поверхности и угла наклона оси возвращаемого аппарата относительно посадочной поверхности.
Список литературы
1. Антонова А.П., Брюханов Н.А., Чет-кин С.В. Средства посадки пилотируемого транспортного корабля нового поколения // Космическая техника и технологии. 2014. № 4(7). С. 21-30.
2. Архипов А.Б., Брюханов Н.А., Дементьев В.К., Дядькин А.А., Комаров В.В., Пономарев Н.Б., Пономарев А.А. Экспериментальные исследования характеристик посадочной двигательной установки пилотируемого транспортного корабля и газодинамического воздействия струй на посадочную поверхность // Космическая техника и технологии. 2016. № 4(15). С. 43-56.
3. Пономарев Н.Б., Воинов А.Л., Лозино-Лозинская И.Г. Расчетные и экспериментальные методы определения удельного импульса
тяги нового двигателя / В кн. Рабочие процессы в жидкостном ракетном двигателе и их моделирование // Под ред. академика РАН Коротеева А.С. М.: Машиностроение, 2008. С. 17-80.
4. Антонов А.Н., Купцов В.М., Комаров В.В. Пульсации давления при струйных и отрывных течениях. М.: Машиностроение, 1990. 272 с.
Статья поступила в редакцию 15.09.2016 г.
Reference
1. Antonova A.P., Bryukhanov N.A., Chetkin S.V. Sredstva posadki pilotiruemogo transportnogo korablya novogo pokoleniya [Landing equipment of the new generation manned transportation spacecraft]. Kosmicheskaya tekhnika i tekhnologii, 2014, no. 4(7), pp. 21-30.
2. Arkhipov A.B., Bryukhanov N.A., Dement'ev V.K., Dyad'kin A.A., Komarov V.V., Ponomarev N.B., Ponomarev A.A. Eksperimental'nye issledovaniya kharakteristik posadochnoi dvigatel'noi ustanovki pilotiruemogo transportnogo korablya i gazodinamicheskogo vozdeistviya strui na posadochnuyu poverkhnost' [Experimental studies of performance of the manned transportation spaceship's landing propulsion system and its jets' gasdynamic effects on the landing surface]. Kosmicheskaya tekhnika i tekhnologii, 2016, no. 4(15),pp. 43-56.
3. Ponomarev N.B., Voinov A.L., Lozino-Lozinskaya I.G. Raschetnye i eksperimental'nye metody opredeleniya udel'nogo impul'sa tyagi novogo dvigatelya. In: Rabochie protsessy v zhidkostnom raketnom dvigatele i ikh modelirovanie [The calculated and experimental methods for determining a specific impulse of the new engine thrust / In: Working processes in the liquid rocket engine and their simulation]. Ed. RAS academician Koroteev A.S. Moscow, Mashinostroeniepubl., 2008. Pp. 17-80.
4. Antonov A.N., Kuptsov V.M., Komarov V.V. Pul'satsii davleniya pri struinykh i otryvnykh techeniyakh [The pressure pulsations with jet and separated lows]. Moscow, Mashinostroenie publ., 1990.272p.
