CC BY
21УДК 629.7.036.54-63
метод верификации модели процесса рабочего наддува баков при отработке системы топливоподачи
в жидкостных ракетных двигателях двигательных установок ракет-носителей
© 2022 г. Бершадский в.А.1, Соколов Б.А.2, туманин Е.н.2
Технологический университет имени А.А. Леонова (МГОТУ) Ул. Гагарина, 42, г. Королёв, Московская обл., Российская Федерация, 141070,
е-mail: mo_techuniv@mosreg.ru
2Ракетно-космическая корпорация «Энергия» имени С.П. Королёва (РКК «Энергия») Ул. Ленина, 4А, г. Королёв, Московская обл., Российская Федерация, 141070,
e-mail: post@rsce.ru
Во время создания двигательных установок ракет-носителей для подтверждения результатов проектирования автономная отработка элементов систем топливоподачи производилась на специально созданных экспериментальных установках, оснащённых необходимыми средствами измерений.
В настоящей статье в качестве примера подобных работ изложен опыт автономной отработки рабочего наддува топливных баков. При испытаниях на созданных экспериментальных установках проведена отработка тепло-массообменных процессов с имитацией расчётных режимов рабочего наддува топливных баков, заправленных кислородом и водородом.
В результате этих испытаний обоснованы выбор рабочих тел в качестве газа наддува, конструкция и характеристики ввода газа в топливные баки, метод оценки эффективности процесса наддува. Получены эмпирические зависимости, использованные в качестве граничных условий в моделях для практических расчётов по уточнению режимов и оценке эффективности системы топливоподачи двигательных установок.
Обращено внимание на необходимость использования для отработки систем топливоподачи с применением компьютерного моделирования результатов подобных ранее выполненных работ при создании перспективных ракетных двигательных установок.
Ключевые слова: двигательная установка, система топливоподачи, отработка процесса наддува, экспериментальная установка, газ наддува, компоненты топлива, интенсивность тепломассообмена, эффективность процесса, колебания поверхности жидкости, компьютерное моделирование.
DOI 10.33950/spacetech-2308-7625-2022-1-56-69
A METHOD FOR vERIFYING THE MODEL
of tank operational pressurization process during development of propellant supply system in liquid rocket engines of launch vehicle propulsion systems
Bershadskiy v.A.1, Sokolov B.A.2, Tumanin E.N.2
1Leonov Moscow Region University of Technology (University of Technology) 42 Gagarina str., Korolev, Moscow region, 141070, Russian Federation, е-mail: mo_techuniv@mosreg.ru
2S.P. Korolev Rocket and Space Corporation Energia (RSC Energia) 4A Lenin str., Korolev, Moscow region, 141070, Russian Federation, e-mail: post@rsce.ru
During development of propulsion systems for launch vehicles, in order to verify the design results, standalone developmental tests of propellant supply system components were run in specially designed test setups outfitted with the required instrumentation.
As an example of such work, this paper describes the experience of standalone developmental testing of operational pressurization of propellant tanks. During tests in the constructed test setups, heat and mass exchange processes were tried out with simulation of design modes of operational pressurization of propellant tanks filled with oxygen and hydrogen.
As a result of these tests, a rationale was provided for selection of working mediums as the pressurization gas, design and characteristics of gas injection into propellant tanks, a method for evaluating the efficiency of the pressurization process. Empirical dependences were obtained that were used as the boundary conditions in the models for practical calculations for refining the modes and evaluating the efficiency of the propellant supply subsystem of propulsion systems.
The paper calls attention to the need to use for the purpose of development of the propellant supply systems that involves computer simulations the results of such earlier work when designing advanced rocket propulsion systems.
Key words: propulsion system, propellant supply system, development of pressurization process, test setup, pressurization gas, propellant components, heat and mass transfer intensity, process efficiency, liquid surface sloshing, computer simulations.
БЕРШАДСКИй B.A. СОКОЛОВ Б.А. ТУМАНИН Е.Н.
БЕРШАДСКИЙ Виталий Александрович — доктор технических наук, профессор МГОТУ, e-mail: vabersh@rambler.ru
BERSHADSKIY Vitaliy Aleksandrovich — Doctor of Science (Engineering), Professor at University of Technology, e-mail: vabersh@rambler.ru
СОКОЛОВ Борис Александрович — доктор технических наук, профессор, Советник генерального директора РКК «Энергия», e-mail: boris.sokolov@rsce.ru
SOKOLOV Boris Aleksandrovich — Doctor of Science (Engineering), Professor, Adviser to the General Director at RSC Energia, e-mail: boris.sokolov@rsce.ru
ТУМАНИН Евгений Николаевич — кандидат технических наук, главный научный сотрудник РКК «Энергия», e-mail: evgeny.tumanin@rsce.ru
TUMANIN Evgeny Nikolaevich — Candidate of Science (Engineering), Chief research scientist at RSC Energia, e-mail: evgeny.tumanin@rsce.ru
введение
Тепловые и гидравлические процессы в системах топливоподачи (СТП) двигательных установок (ДУ), работающих на криогенных компонентах топлива, происходят в условиях сопряжённого нестационарного тепломассообмена. Эти процессы связаны с реализацией интенсивного тепломассообмена в элементах СТП, на который оказывают недостаточно изученное влияние конструктивное исполнение и режимы эксплуатации СТП. До настоящего времени не существует верифицированной модели расчёта тепловых и гидравлических процессов, происходящих в СТП ДУ.
При создании ДУ ракет-носителей (РН), особенно при использовании криогенных компонентов топлива, требуются значительные временные и финансовые затраты, что накладывает ограничения на использование натурной материальной части для экспериментальной отработки. Поэтому большое внимание было уделено вопросам исследования на маломасштабных экспериментальных установках (ЭУ) процессов тепломассообмена в баках, выбору оптимальных параметров, а также подтверждению принятых технических решений ещё до этапа сборки и проведения огневых испытаний [1].
При создании блоков ДУ РН [2] для подтверждения надёжности функционирования СТП и изменений основных параметров процессов в допустимых пределах был реализован метод автономной отработки элементов СТП на специально созданных ЭУ, оснащённых необходимыми техническими средствами измерений и управления.
Целью автономной отработки элементов СТП на ЭУ являлось подтверждение её безотказного функционирования в пределах изменений тепловых и механических параметров, предусмотренных проектно-технической документацией ДУ, а также определение
функциональных возможностей системы топливоподачи при запредельных значениях этих параметров.
В РКК «Энергия» и НИИхиммаш (в настоящее время НИЦ РКП) [2-13] были проведены испытания ЭУ на натурных жидких и газообразных компонентах топлива (КТ) с имитацией эксплуатационных режимов функционирования элементов СТП для решения важных задач в части определения:
• прогрева и регулирования теплового состояния КТ в баках при предстартовых операциях;
• термомеханического воздействия на теплоизоляцию топливных баков с оценкой её работоспособности;
• интенсивности и эффективности процессов в топливных баках при их наддуве газом в период работы двигателей;
• работоспособности топливных насосов при изменении параметров термодинамического состояния КТ на входе в них.
Решение этих вопросов с применением ЭУ позволило получить необходимый объём информации для окончательной разработки СТП блоков ДУ и определения допустимых пределов функционирования элементов СТП.
Результаты исследований при решении перечисленных выше вопросов частично были опубликованы в работах [3-14].
В настоящей статье в качестве примера решения указанных выше задач кратко изложены методологии и результаты экспериментальной отработки тепломассообменных процессов при рабочем наддуве топливных баков кислородно-водородной ДУ. Следует напомнить основное назначение рабочего наддува топливных баков ДУ, функционирование которого в составе ДУ происходит с момента запуска жидкостного ракетного двигателя (ЖРД). Он должен обеспечивать бескавитационную работу топливных насосов ЖРД, уменьшение потерь КТ на испарение и сохранение устойчивости оболочки бака при эксплуатационных нагрузках.
Испытания на ЭУ рассматривались как совокупность технологических операций, образующих различные по содержанию контуры управления (объектом испытания, средствами испытания, режимами проведения испытания и др.), позволяющие имитировать предстартовые и полётные условия эксплуатации ДУ для получения информации об интенсивности процессов в баке и эффективности наддува.
При этом производилось уточнение потребного расхода газа наддува (тг), глубины недопустимого нагрева КТ в процессе их выработки из натурного топливного бака (Н эффективности
методология проведения испытаний систем наддува на экспериментальных установках
Созданные ЭУ для отработки процесса рабочего наддува топливных баков содержали: модельные баки; системы заправки и расхода компонентов топлива; системы наддува и дренажа топливных баков; технические средства, обеспечивающие измерения параметров процессов; дистанционное управление агрегатами пневмогидравлических систем; имитацию эксплуатационных режимов работы.
Для отработки процессов при наддуве кислородного бака использовалась ЭУ с объёмом бака 9,6 м3, имеющего внешнюю пенопластовую теплоизоляцию, а при отработке процесса наддува водородного бака на ЭУ с объёмом бака 9,6 м3 применялась экранно-вакуумная теплоизоляция. Упрощённая пневмогид-равлическая схема ЭУ приведена на рис. 1.
Подготовка и проведение испытаний на ЭУ предусматривали решение следующих задач:
• разработка методологии проведения испытаний и исследований;
• определение влияния основных параметров газа наддува и компонентов топлива на эффективность процесса наддува;
• обоснование конструктивного исполнения Рис. 1. Схема экспериментальной установки с модельным баком для разработанных элементов отработки внутрибаковых процессов и получения данных по их интенсивности:
22 23 24
/ \ / /
/КУ7 #
системы наддува; уточнение
харак-
1 — модельный бак; 2 — распылитель газа наддува (газоввод); 3 — заборное устройство; 4 — измеритель уровня жидкости; 5, 6, 7 — измерители температуры в объёме жидкости, в объёме газа, на стенке бака,
тера теплообмена газа ственно; наддува со стенками бака;
• определение влияния колебаний межфазной поверхности на тепломассообмен газа с КТ и потребный расход газа наддува;
• подтверждение при-
8 —
измерители
давления
баке;
9 —
соответ-измерители
температуры и давления газа наддува на входе в бак; 10 — теплообменник для нагрева газа наддува; 11, 12 — клапаны большого и малого расходов газа наддува; 13 — шайбы, дозирующие расход; 14, 15 — клапаны большого и малого расходов при дренаже газа из бака; 16 — герметичная оболочка; 17 — подвижный стол; 18 — неподвижная ось качаний стола; 19, 20, 21 — шатун, кривошип, электропривод для имитации угловых перемещений относительно вертикальной оси; 22, 23, 24 — измерители температуры и давления, теплообменник, клапан подачи газа для имитации теплового потока; 25, 26 — измерители температуры и давления газа между баком и оболочкой; 27 — клапаны дренажа из оболочки; 28 — измеритель сплошности потока на выходе из бака; 29 — клапан заправки бака КТ; 30 — центробежный нятой дЛЯ проектирования насос; 31 — измеритель расхода жидкости; 32 — гидравлический регулятор расчётной модели. расхода жидкости; 33, 34 — дренажный и расходный клапаны, соответственно
в
использования рабочего наддува. Методология получения указанной информации может быть представлена в виде структурно-функциональной схемы, показанной на рис. 2.
Исходным моментом для работы по этой схеме являлись результаты проектирования системы питания ДУ.
Они позволяли сформулировать физико-математическую модель расчёта процесса и допустимые границы изменений основных параметров процесса в натурном баке, перечень и характеристики параметров, варьируемых при испытаниях на ЭУ, определить виды имитируемых граничных условий.
Рис. 2. Структурная схема получения информации при стендовых испытаниях с имитацией процесса рабочего наддува в баке ЭУ: СП — система питания; тг — потребный расход газа наддува; Нж — допустимая высота прогретого слоя компонентов топлива в конце работы ДУ
При испытании на ЭУ для каждой из экспериментальных работ были предусмотрены конкретные значения и сочетания имитируемых параметров, перечисленные в таблице.
Направление подачи газа и скорость на входе в бак определялись конструкцией газоввода и эквивалентной площадью отверстий на выходе из него.
В качестве рабочего тела для наддува бака при экспериментах применялись разные компоненты: кислород, водород, гелий и их смеси.
Перед проведением каждого испытания после заправки бака осуществлялась подготовка КТ к проведению экспериментов путём его нагрева или охлаждения. Охлаждение жидкости до Тж < ТБ при рБ = 0,1 МПа осуществлялось вакуумированием газового объёма бака с помощью газового эжектора, а нагрев жидкости до Тж > ТБ при рБ > 0,1 МПа — конденсацией одноимённого с топливом газа при его вынужденном движении через жидкость.
Регулирование расхода топлива из бака проводилось с применением дистанционного управляемого гидравлического дросселя, а регулирование расхода газа наддува — путём дистанционного изменения давления с помощью пневмоуправляемого редуктора перед соплом, обеспечивающим сверхкритический перепад давления.
При проведении экспериментов на ЭУ осуществлялась дистанционная регистрация измеряемых параметров и их автоматическая обработка в реальном масштабе времени или после завершения каждого эксперимента.
Исследования энергораспределения в баке ЭУ были связаны с проведением измерений параметров процессов. Для этого ЭУ были оснащены средствами измерений следующих параметров: температуры по высоте объёма жидкости, газового объёма, а также стенок бака; уровня жидкости и давления в баке; концентрации смеси в газовом объёме бака; расхода газа при наддуве и сливе жидкости из бака; расхода жидкости, температуры, давления и сплошности в расходной магистрали; частоты и амплитуды качаний бака.
Внутри бака было установлено вдоль вертикальной оси равномерно по высоте бака 16 датчиков измерений температуры жидкости, 12 датчиков измерений температуры газа, 18 датчиков измерений температуры стенки бака.
При испытаниях на ЭУ предельные величины погрешности измерений имели следующие значения: температуры жидкости — 1% от измеряемых величин; уровня жидкости — 2% на длине 1 м; расхода жидкости — 1%; расхода газа — 5%; давления — 1,2%; мольной концентрации газа в зависимости от применяемого способа — от 5 до 15%; сплошности топлива — 5% объёмных.
Для имитации подвижности жидкости в баке под действием на него внешних сил, приводящих к колебаниям поверхности жидкости, на ряде экспериментов осуществлялись гармонические качания бака относительно вертикальной оси при изменениях угла наклона до 1° и частоты качания до 0,65 Гц. Схема качаний бака показана на рис. 3.
наименование и характеристики имитируемых параметров
Наименование ЭУ на кислородном и водородном уровнях температур
Начальная температура КТ перед экспериментом Тжо, К 84-92 17-22
Температура газа наддува на входе в бак Т , К 273-405 30-70 200-350
Скорость газа наддува на входе в бак ж , м/с 5-150 1-50
Направление подачи газа наддува при входе в бак (конструкция газоввода) Радиальное, радиально-веерное, осевое к верхней стенке бака, осевое к поверхности КТ Радиальное, осевое к поверхности КТ, через объём жидкости в баке
Частота качания бака /б, Гц 0-0,6 0-0,65
Амплитуда (угол) качания бака Аб, ° 0-1 0-1
При качании бака в зависимости от величин частоты и угла качаний бака возбуждались линейные и нелинейные колебания поверхности жидкости.
ш
Рис. 3. Схема качаний бака в составе стендовой экспериментальной установки: 1 — бак с криогенным КТ; 2 — подвижная платформа; 3 — ось качания; Аж — амплитуда колебаний поверхности жидкости; у — угол качания бака; Н — начальный уровень жидкости; т — массовый
жо иГ ' г
расход газа наддува; Н6 — высота бака
В зависимости от характера и величин, перечисленных в таблице и изменяемых для выполнения программы испытаний, в результате каждого эксперимента реализовывался различный вид распределения («поля») температур вдоль вертикальной оси в газовом объёме, в жидкостном объёме и на стенке бака. На основе анализа измерений «полей» температур и проведения специальных расчётов определялись интенсивность процесса тепломассообмена и особенности энергораспределения в баке ЭУ.
Отработка внутрибаковых процессов на ЭУ с моделью натурного бака предполагала, что энергораспределение в баке ЭУ адекватно натурному. Считалось, что необходимым и достаточным признаком выполнения этого условия является идентификация
предусмотренных в проектных разработках давления и среднеобъём-ного значения температуры в газовом объёме бака.
Результатом испытаний на ЭУ являлись обобщённые эмпирические данные, на основе которых принималось решение о готовности СТП к функционированию в составе ЭУ с изменением в допустимых пределах давления и температуры КТ.
результаты автономной отработки тепловых процессов при рабочем наддуве топливных баков
Влияние на эффективность процесса параметров газа наддува. В общем случае нормального функционирования ДУ при подаче газа наддува в топливные баки его теплосодержание 0гвх расходуется на совершение полезной работы Ь6 по вытеснению жидкого компонента топлива из бака в двигатель и изменение внутренней энергии газа в объёме бака, на прогрев верхнего слоя жидкого компонента и стенок конструкции бака.
Оценку эффективности процесса наддува можно представить в виде
Ф ^б Ог.Ъ
(1)
При обработке результатов испытаний на ЭУ выражение (1) было использовано в виде зависимости
Ф = АрбУ т /т I т ,
тг -^б жж ' гг над7
где фг — доля теплосодержания газа наддува, расходуемого на совершение работы подачи топлива из бака в двигатель и изменение внутренней энергии газового объёма в баке (считая начальное теплосодержание в газовой подушке пренебрежимо малым значением); рб — давление в баке; Уж объёмный расход жидкого топлива из бака; тг — массовый расход газа наддува на входе в бак; 1г — удельное теплосодержание газа на входе в бак; т , т — продолжительность выработки
ж над
топлива из бака и наддува бака, соответственно; А — тепловой эквивалент механической работы.
В качестве основных параметров, влияющих на Фг, рассматривались температура газа на входе в бак Тг,
скорость газа на входе в бак жг, направление подачи газа наддува, дальнобойность струи газа.
Результаты экспериментальных исследований по влиянию температуры газа наддува на процессы в баке были обобщены в виде зависимости
Ф = (Т /Т )-в,
Т г V г.вх ' ж' '
(2)
где Р = 0,2575+0,3467(Рб/Уб)(Ят/сг) — эмпирический коэффициент, учитывающий размеры бака (отношение поверхности _Рб к его объёму Уб) и род газа наддува (отношение газовой постоянной Яг к изобарной удельной теплоёмкости газа с ).
Рассмотрение зависимости (2) позволяет установить, что рост температуры газа наддува на входе в бак уменьшает его работоспособность в связи с интенсификацией теплопереноса и ростом потерь энергии газа на прогрев жидкости и несмоченной стенки бака. Максимальная работоспособность газа может быть обеспечена при Тг.вх/Тж = 1 в результате охлаждения газа наддува до температуры Тж, например, при вынужденном движении неконден-сируемого газа через КТ. Однако, при этом увеличивается потребный расход газа, и происходит нежелательное для работы насосов растворение газа в КТ.
Минимизацию расхода газа наддува целесообразно обеспечивать за счёт увеличения Т в теплообменнике двигателя.
г.вх ^
Результаты расчётов показывают, что в этом случае уменьшение тг при росте Т /Т имеет гиперболический характер.
г.вх ж
Экспериментальные данные по влиянию фг при осевой подаче газа наддува на процессы в баке были обобщены в виде зависимости
Фг = -0,004х6 + 0,06х5 - 0,363х4 + + 1,149х3 - 1,99х2 + 1,69х + 0,119, (3)
где х = (ж /ж )10 3; К = ж /ж
Г^ ^ г.вх ж' 7 ж г.вх ж
безразмерная скорость газа; жж — скорость жидкости при её выработке из бака.
Существует значение скорости газа, при котором коэффициент Фг имеет максимальную величину (3), что иллюстрируют экспериментальные данные на рис. 4. Увеличение скорости газа сначала способствует росту Фг в связи с улучшением перемешивания газового
объёма в баке и увеличением области газового объёма в баке без температурного расслоения, а после достижения максимальной величины фг увеличение скорости газа интенсифицирует теплоотдачу в жидкость, что уменьшает Фг.
%
0,65 0,60 0,55 0,50 0,45 0,40 0,35 0,30 0,25 0,20
«*
{ • ч
/ •
/ К ♦
1 ♦V
: >
■
1
1
0
1
К /10:1
Рис. 4. Влияние скорости ввода газа наддува в бак на эффективность процесса рабочего наддува: Кж /103 — безразмерная скорость газа наддува бака; фг — безразмерный комплекс, характеризующий процесс теплообмена в баке
Экспериментальные данные по влиянию конструкции газоввода и направления подачи газа в бак позволили установить, что минимальные потери энергии газа наддува на прогрев стенок бака имеют место при осевой подаче газа к свободной поверхности жидкости. При таком направлении ввода уменьшается контакт газа со стенкой, уменьшаются термические напряжения в конструкции бака, обеспечивается лучшее перемешивание газового объёма бака и повышается его среднемассовая температура. Величина фг при осевой подаче газа к поверхности жидкости может иметь значения 0,30...0,65, а при радиальной -0,20...0,42.
Установлено, что параметром, определяющим перемешивание газового объёма, является безразмерная величина 1п/йэ — дальнобойность струи. При осевой подаче газа наддува в бак, изменяя дальнобойность, можно получить оптимальное значение фг, осреднён-ное за время наддува. Для определения дальнобойности струи принято, что I — длина зоны Т, соответ-
п ^ г'
ствующая полному температурному перемешиванию в газовом объёме бака;
— эквивалентный диаметр отверстий газоввода на входе в бак.
При экспериментах на ЭУ была определена величина оптимальной зоны перемешивания Ьд/Иг = 0,5-0,7 — отношения дальнобойности струи газа Ьд к высоте газового объёма Иг в конце операции наддува бака (Ь = ln/dэ).
При работе системы наддува в процессе выработки КТ из бака происходит увеличение расстояния от газоввода до поверхности жидкости. Поэтому необходимо определить размеры газоввода, которые могут обеспечить оптимальную дальнобойность за всё время выработки КТ из бака. В этом случае может быть обеспечена максимальная величина среднемассовой температуры газа за всё время опорожнения бака, и тогда относительная доля тепла, пошедшая на нагрев стенки бака, может быть уменьшена на 25-40%.
интенсивность теплообмена газа наддува со стенками бака
Определение потерь энергии газа наддува на прогрев стенки бака было связано с оценкой влияния скорости газа на входе в бак и направления подачи газа, обусловленного конструктивным исполнением газоввода. При этом долю теплосодержания газа, расходуемого на прогрев стенки бака, оценивали с помощью зависимости
Ф = В 5 р Аг /т I т ,
т ст ст ст1 ст ст г г над7
где Агст — изменение теплосодержания стенки, не смачиваемой в данный момент времени жидкостью; рст — плотность материала стенки; В и 5
ст ст
площадь поверхности и толщина стенки, соответственно.
При радиальном и радиально-веерном направлениях ввода газа в бак, а также осевом направлении к верхнему днищу бака имели место две области теплоотдачи от газа к стенкам бака. В области, близкой к верхнему днищу, происходила конвективная теплоотдача. В области, расположенной ниже газоввода, наблюдалась преимущественно теплоотдача, характерная для свободной (естественной) конвекции газа, интенсивность которой может быть определена с использованием зависимости вида
Ми = 0,135 Ка1/3,
(4)
где критерий Релея Б.а = ОгРг > 107 (Ог и Рг — критерии Грасгофа и Прандтля, соответственно).
С ростом скорости ввода газа область теплообмена, характерная для вынужденного движения, увеличивалась незначительно и практически не выходила за пределы области, близкой к верхнему днищу.
При осевой подаче газа и скорости дагвх < 10 м/с опытные данные совпадали со значениями, полученными в результате расчётов по зависимости (4) с разбросом экспериментальных данных в пределах 30%. Результаты этих экспериментов иллюстрирует рис. 5.
з э
г
( 5 9
\ 3 - 4 -£Д /П ^ |
30
90
1:50
210
Рис. 5. Изменение отношения N4 /Нив в различных сечениях бака по времени расхода КТ из бака:
Ыыэ — значения, определённые по результатам экспериментов в различных сечениях по высоте газового объёма бака, который увеличивается в результате расхода КТ из бака; Ыысв — расчётные значения по зависимости (4); +, О, Д — безразмерные значения теплоотдачи в стенку бака в районах верхнего днища бака, газоввода и в переходе сферической части бака в цилиндрическую, соответственно
При увеличении скорости дагвх > 10 м/с интенсивность теплоотдачи соответствовала конвективному теплообмену при вынужденном движении газа у стенки бака и в два-три раза превышала интенсивность теплоотдачи, характерной для естественной конвекции.
Следует обратить внимание на то, что при дальнобойности струи, близкой к размеру, который соответствует высоте бака, увеличение скорости ввода газа приводит к созданию циркуляционного (вынужденного) движения газа вдоль стенки бака, зачастую в направлении, противоположном движению при свободной конвекции у стенки. Возможность возникновения подобного циркуляционного движения газа вдоль стенки бака было подтверждено результатами специально проведённых испытаний на прозрачной плоской гидравлической модели.
Кроме того, увеличение относительной дальнобойности более величины 0,6-0,7 приводит к интенсивному прогреву жидкости на начальном этапе подачи КТ в двигатель и к увеличению теплового остатка КТ в баке.
влияние колебаний межфазной поверхности на расход газа наддува и прогрев топлива
Подвижность КТ в баках ДУ в результате изменения направления действующих на летательный аппарат сил приводит к возникновению вынужденных колебаний поверхности раздела жидкой и газовой фаз, а также интенсификации тепломассообменных процессов. При этом возможно уменьшение давления в баках и увеличение прогрева КТ до величин, превышающих допустимые пределы, что оказывает влияние на работоспособность системы топливоподачи ДУ.
В ряде экспериментов при испытаниях на ЭУ использовали гармонические качания бака с заданной частотой. При этом в процессе каждого эксперимента с имитацией эксплуатационных режимов расхода КТ из бака или хранения КТ в баке поддерживали постоянными значения следующих параметров: частоты и амплитуды колебаний; давления в баке путём наддува его газом, одноимённым с КТ; температуры газа наддува на входе в бак ЭУ.
Величина частоты колебаний поверхности жидкости принималась равной частоте качаний бака / = / . Амп-
бж
литуду колебаний межфазной поверхности определяли по результатам измерений величины отклонений бака Аб от вертикальной оси с использованием зависимости
Аж = кАб/б2/(/р2 - /б2)
где Аб, /б — измеренные значения амплитуды и частоты качания бака; /р — резонансная частота первого тона колебаний жидкости в баке; к — коэффициент, учитывающий геометрию и степень заполнения бака жидкостью.
В области значений / < 0,35 Гц реа-лизовывались линейные колебания без разрыва межфазной поверхности. В области / > 0,4 Гц имели место нелинейные колебания с заплёскиваниями жидкости до верхнего днища бака.
Поддержание неизменной величины давления в баке осуществлялось за счёт регулируемого расхода газа наддува. Но в зависимости от характера колебаний межфазной поверхности расход газа был различен. Дело в том, что в начальный период времени колебаний наблюдается увеличение потребного расхода газообразного водорода при наддуве бака. В области нелинейных колебаний максимальная величина расхода почти в пять раз превышала аналогичную величину, полученную для области линейных колебаний, что иллюстрирует рис. 6.
т . кг/с
Г\
/ \
1 f \ к
1 \
1 , \
У W ч * i *Л * * —< > <
1С 0 2( )0 30 0 4( ю 5( )0
0,0250
0,0200
0,0125
0,0100
0,0060
о
Рис. 6. Изменение расхода газа шГГ для поддержания постоянного давления в баке при колебаниях межфазной поверхности жидкого водорода: ♦ — линейные колебания (А = 0,026м); • — нелинейные колебания (Аж = 0,15 м)
Анализ результатов экспериментов на ЭУ позволил установить, что вследствие увеличения поверхности раздела фаз при колебаниях, а также разбрызгивания и испарения капель жидкости, происходит охлаждение газового объёма и частичная конденсация газа наддува, одноимённого с жидкостью. При линейных колебаниях непрерывный процесс конденсации происходит медленно, а при нелинейных колебаниях наблюдается интенсивная конденсация газа наддува. В области режимов колебаний, близких к резонансным, за счёт большого разбрызгивания капель жидкости испарение превалировало над конденсацией.
Изменение массы сконденсированного газа в зависимости от продолжительности и режимов колебаний приведено на рис. 7. Величина Атгс определялась на основе расчёта
с применением уравнения энергобаланса, составляющие уравнения рассчитывались на основе результатов измерений параметров в процессе экспериментов. Очевидно, что потребный расход газа для наддува бака при режимах нелинейных колебаний может в пять раз превышать значение потребного расхода газа, рассчитанного для случая функционирования системы топливоподачи двигательной установки без колебаний.
Рис. 7. Изменение массы сконденсированного газа Дотге в зависимости от продолжительности и амплитуды колебаний Аж: — 1,5-10-2 м; — 2,6-10-2 м; --5,3-10-2 м;-— 1,5-10-1м;--9-10-1м
Эмпирическая зависимость, описывающая относительное изменение потребного расхода газа наддува, одноимённого с жидкостью, в зависимости от амплитуды колебаний межфазной поверхности получена в виде
(т /т) = 0,85 + 12,47 • N - 9,74 • М2, (5)
V гк ' г'вх 7 7 к 7 к' ^ '
где тгк и тг — расход газа наддува при колебаниях и без колебаний, соответственно; N = А /Я — относительная амп-
7 к ж '
литуда колебаний межфазной поверхности; Я — радиус бака.
В экспериментах с проведением колебаний межфазной поверхности определялась интенсивность прогрева компонентов топлива.
В общем случае прогрев криогенного КТ в баке ДУ (5) происходит за счёт внешнего теплопритока и контактного взаимодействия с газом наддува, а также по тепловым мостам от стенки бака и от элементов двигателя. Прогрев является результатом суммарного теплового потока
Я = Я см + Я
мф'
где ясм — тепловой поток через единицу поверхности бака, смоченной жидкостью; ямф — тепловой поток через единицу межфазной поверхности жидкости в баке. Величина температурного расслоения в объёме жидкости вдоль вертикальной оси зависит от соотношения Я /Я и имеет место
1 см ' 1 мф
при я < я ф.
см мф
При экспериментальных работах учитывали только воздействие ямф-Величина ямф при различных экспериментах составляла 0,3.8,0 кВт/м2, а через смоченную жидкостью поверхность — ясм = 0,04 кВт/м2 .
В результате проведённых экспериментальных работ на жидком водороде при колебаниях межфазной поверхности установлено, что основное влияние на прогрев верхнего слоя КТ оказывают характер колебаний, их продолжительность и уровень заполнения бака КТ. Прогрев реализуется за счёт тепла конденсации газа наддува и тепла, снимаемого с несмо-ченной стенки бака при её контактах с жидкостью при колебаниях.
При этом передача тепла в жидкость имеет место при наличии разницы между Т3 — температурой межфазной поверхности, соответствующей состоянию насыщения при давлении в баке, и Тж — температурой основной массы жидкости. Прогрев верхнего слоя жидкости имеет нестационарный характер, так как величина его коэффициента эффективной температуропроводности аэ = в-аж изменяется по времени и глубине проникновения в объём жидкости в зависимости от величин коэффициента молекулярной теплопроводности аж и степени турбулизации в верхнего слоя КТ в баке.
С увеличением амплитуды колебаний растёт степень турбулизации верхнего слоя и деформация поля температуры в КТ по глубине объёма жидкости в баке. Изменение максимальной глубины прогрева в зависимости от безразмерной амплитуды колебаний межфазной поверхности иллюстрирует рис. 8.
Эмпирическая зависимость для определения глубины прогрева КТ в зависимости от амплитуды колебаний получена в безразмерном виде
Н = Н /Я = 2,6М
ж ж к
0,78
Доля теплосодержания газа наддува, расходуемая на прогрев верхнего слоя объёма КТ в баке, определялась с использованием зависимости
Ф = F р Н Ai R/m i т ,
тж жг ж ж ж ' г г над'
где A^ — изменение удельного теплосодержания жидкости; рж — плотность жидкости; Fjk и Нж — площадь поверхности и относительная глубина прогрева верхнего слоя жидкости, соответственно; m — массовый расход газа
наддува;
наддува; R — радиус бака.
продолжительность
Рис. 8. Изменение максимальной глубины прогрева топлива в баке в зависимости от безразмерной амплитуды колебаний межфазной поверхности жидкости:
Нж /ЯБ = 2,6№'78 — эмпирическая зависимость для определения безразмерной глубины прогрева криогенного компо-
нента топлива
В результате исследований на ЭУ тепловых процессов, происходящих в системах топливоподачи ДУ, получены:
• эмпирические данные для оценки работоспособности и эффективности функционирования системы наддува топливных баков ДУ;
• разработана методология для подтверждения кондиционности результатов автономных испытаний системы наддува по сходимости энергобаланса в соответствии с зависимостью ф + ф + ф = 1;
Т г т ж Т ст
• уточнён вид газа рабочего наддува: гелий — для кислородного бака; водород — для водородного бака;
• определено окончательное конструктивное исполнение газовводов и произведена оценка эффективности
организации тепломассообменных процессов с их применением в топливных баках ДУ.
Перечисленные результаты испытаний на ЭУ использованы на практике при создании кислородно-водородной СТП ДУ второй ступени ракеты-носителя.
заключение
На примере автономных испытаний системы наддува топливных баков продемонстрирован опыт отработки ряда элементов систем топливоподачи, перечисленных во введении, при создании ДУ ракеты-носителя.
Создание ЭУ, оснащённых необходимыми средствами измерений, и разработка методологии получения информации при их испытаниях позволили получить эмпирические зависимости по интенсивности тепломассообменных процессов, происходящих при функционировании системы рабочего наддува топливных баков. Эти зависимости использованы на практике при создании кислородно-водородной ДУ второй ступени ракеты-носителя для подтверждения проектных разработок по выбору вида газа наддува, конструктивного исполнения и характеристик газовводов, эффективности организации внутри-баковых процессов.
Изложенный в статье опыт относится к 1978-1988 гг. В настоящее время, когда стоимость создания ДУ с ЖРД является одним из основных критериев рациональности её создания, на содержание отработки ДУ существенное влияние оказывает совершенство компьютерного моделирования с использованием конечноэлементных расчётных комплексов.
Внедряемое для уменьшения сроков и стоимости наземной отработки компьютерное моделирование должно учитывать полученные ранее результаты отработки на ЭУ. Анализ и обобщение подобного опыта отработки на ЭУ является актуальной задачей при создании перспективных двигательных установок.
Список литературы
1. Федоров В.И. Отработка средств наддува и исследование тепломассообмена в баках кислородно-углеводородных и кислородно-водородных
т
ракет-носителей // Ракетно-космическая техника. Труды. Сер. 12. Королёв: РКК «Энергия», 2010. Вып. 2. С. 55-71.
2. Ракетно-космическая корпорация «Энергия» имени С.П. Королёва. 1946-1996. М.: РКК «Энергия», 1996. С. 362-408.
3. Бершадский В.А., Петров В.И., Соколов Б.А., Туманин Е.Н. Способы регулирования теплового состояния криогенного топлива в баках двигательной установки при предстартовых операциях // Известия РАН. Энергетика. 2017. № 4. С. 95-105.
4. Бершадский В.А., Петров В.И. Влияние вынужденных колебаний жидкого водорода на теплообмен в топливном баке // Космонавтика и ракетостроение. 2013. № 3(72). С. 87-92.
5. Бершадский В.А., Соколов Б.А., Туманин Е.Н. Результаты исследований интенсивности растворения неконден-сируемого газа в жидких компонентах топлива двигательных установок // Космическая техника и технологии. 2019. № 1(24). С. 50-57.
6. Бершадский В.А. Методика имитации газосодержания в жидком водороде при стендовых испытаниях двигателей // Международный научный журнал «Космонавтика». 2012. № 3-4. С. 92-99.
7. Бершадский В.А., Кожухов И.В., Полунин В.Л. Отработка теплоизоляции топливных баков с криогенным компонентом топлива // Научно-технические разработки КБ «Салют». М.: Машиностроение, 2014. С. 327-335.
8. Бершадский В.А. Методические аспекты определения характеристик систем наддува двигательных установок ракет с применением модельного бака // Авиакосмическая техника и технология. 2004. № 3. С. 26-31.
9. Бершадский В.А., Галеев А.Г., Денисов К.П. Интенсивность тепломассообмена в баке системы питания энергоустановки с криогенным компонентом топлива // Международный научный журнал «Альтернативная энергетика и экология». 2008. № 11(67). С. 17-23.
10. Бершадский В.А., Соколов Б.А., Туманин Е.Н. Моделирование тепломассообмена в топливном баке при автономных испытаниях системы наддува ракетной двигательной установки // Известия РАН. Энергетика. 2016. № 5. С. 91-97.
11. Бершадский В.А. Смешение криогенной жидкости с конденсируемым газом для имитации теплового состояния потока топлива на входе насоса двигателя при стендовых испытаниях // Космонавтика и ракетостроение. 2015. № 4(83). С. 105-110.
12. Бершадский В.А., Петров В.И. Определение параметров двухфазного потока водорода, содержащего гелий, для имитации эксплуатационных условий при стендовых испытаниях двигателей // Космонавтика и ракетостроение. 2016. № 2(87). С. 127-132.
13. Каширин А.И., Смирнов И.А., Яковлев А.Г., Бершадский В.А., Ильчи-шин И.И., Петров В.И. Опыт отработки и модернизации бустерного водородного турбонасосного агрегата двигателей разгонных блоков различного назначения // Космонавтика и ракетостроение. 2017. № 4(97). С. 92-101.
14. Бершадский В.А., Коломенцев А.И. Методы испытаний систем подачи в двигатель криогенных компонентов топлива с моделированием тепловых процессов. М.: Изд-во МАИ, 2018. 188 с. Статья поступила в редакцию 18.08.2021 г. Окончательный вариант — 16.09.2021 г.
Reference
1. Fedorov V.I. Otrabotka sredstv nadduva i issledovanie teplomassoobmena v bakakh kislorodno-uglevodorodnykh i kislorodno-vodorodnykh raket-nositelei [Development of pressurization equipment and a study of heat and mass exchange in the tanks of oxygen/hydrocarbon and oxygen/hydrogen launch vehicles]. Raketno-kosmicheskaya tekhnika. Trudy. Ser. XII. Korolev, RKK Energiya, 2010, issue 2, pp. 55-71.
2. S.P. Korolev Rocket and Space Corporation Energia. 1946-1996. Moscow, RKK Energiya publ., 1996, pp. 362 -408.
3. Bershadskii V.A., Petrov V.I., Sokolov B.A., Tumanin E.N. Sposoby regulirovaniya teplovogo sostoyaniya kriogennogo topliva v bakakh dvigatel'noi ustanovki pri predstartovykh operatsiyakh [Methods of controlling the thermal state of cryogenic propellant in the tanks of propulsion system during pre-launch operations]. Izvestiya RAN. Energetika, 2017, no. 4, pp. 95-105.
4. Bershadskii V.A., Petrov V.I. Vliyanie vynuzhdennykh kolebanii zhidkogo vodoroda na teploobmen v toplivnom bake [The effect of constrained oscillations of liquid hydrogen on heat exchange in propellant tank]. Kosmonavtika i raketostroenie, 2013, no. 3(72), pp. 87-92.
5. Bershadskii V.A., Sokolov B.A., Tumanin E.N. Rezul'taty issledovanii intensivnosti rastvoreniya nekondensiruemogo gaza v zhidkikh komponentakh topliva dvigatel'nykh ustanovok [Results of study of dissolution intensity of non-condensable gas in liquid propellant components of propulsion systems]. Kosmicheskaya tekhnika i tekhnologii, 2019, no. 1(24), pp. 50-57.
6. Bershadskii V.A. Metodika imitatsii gazosoderzhaniya v zhidkom vodorode pri stendovykh ispytaniyakh dvigatelei [Procedure for simulating gas content in liquid hydrogen during bench tests on engines]. Mezhdunarodnyi nauchnyi zhurnal «Kosmonavtika», 2012, no. 3-4, pp. 92-99.
7. Bershadskii V.A., Kozhukhov I.V., Polunin V.L. Otrabotka teploizolyatsii toplivnykh bakov s kriogennym komponentom topliva. Nauchno-tekhnicheskie razrabotki KB «Salyut» [Developmental testing of thermal insulation of propellant tanks with a cryogenic propellant component]. Moscow, Mashinostroenie publ., 2014. Pp. 327-335.
8. Bershadskii V.A. Metodicheskie aspekty opredeleniya kharakteristik sistem nadduva dvigatel'nykh ustanovok raket s primeneniem model'nogo baka [Methodological aspects of characterizing pressurization subsystems of rocket propulsion systems using a model tank]. Aviakosmicheskaya tekhnika i tekhnologiya, 2004, no. 3, pp. 26-31.
9. Bershadskii V.A., Galeev A.G., Denisov K.P. Intensivnost' teplomassoobmena v bake sistemy pitaniya energoustanovki s kriogennym komponentom topliva [Heat and mass exchange intensity in the tank of the system supplying a power plant with a cryogenic propellant component]. Mezhdunarodnyi nauchnyi zhurnal «Al'ternativnaya energetika i ekologiya», 2008, no. 11(67), pp. 17-23.
10. Bershadskii V.A., Sokolov B.A., Tumanin E.N. Modelirovanie teplomassoobmena v toplivnom bake pri avtonomnykh ispytaniyakh sistemy nadduva raketnoi dvigatel'noi ustanovki [Simulating heat and mass exchange in a propellant tank during stand-alone tests on the pressurization subsystem of a rocket propulsion system]. Izvestiya RAN. Energetika, 2016, no. 5, pp. 91-97.
11. Bershadskii V.A. Smeshenie kriogennoi zhidkosti s kondensiruemym gazom dlya imitatsii teplovogo sostoyaniya potoka topliva na vkhode nasosa dvigatelya pri stendovykh ispytaniyakh [Mixing a cryogenic liquid with condensable gas to simulate the thermal state of the propellant flow at the engine pump inlet during bench tests]. Kosmonavtika i raketostroenie, 2015, no. 4(83), pp. 105-110.
12. Bershadskii V.A., Petrov V.I. Opredelenie parametrov dvukhfaznogo potoka vodoroda, soderzhashchego gelii, dlya imitatsii ekspluatatsionnykh uslovii pri stendovykh ispytaniyakh dvigatelei [Determining parameters of a two-phase hydrogen flow containing helium in order to simulate operational conditions during bench tests on engines]. Kosmonavtika i raketostroenie, 2016, no. 2(87), pp. 127-132.
13. Kashirin A.I., Smirnov I.A., Yakovlev A.G., Bershadskii V.A., Il'chishin 1.1., Petrov V.I. Opyt otrabotki i modernizatsii busternogo vodorodnogo turbonasosnogo agregata dvigatelei razgonnykh blokov razlichnogo naznacheniya [Experience of developing and upgrading a booster hydrogen turbo-pump assembly for engines of upper stages for various applications]. Kosmonavtika i raketostroenie, 2017, no. 4(97), pp. 92-101.
14. Bershadskii V.A., Kolomentsev A.I. Metody ispytanii sistem podachi v dvigatel' kriogennykh komponentov topliva s modelirovaniem teplovykh protsessov [Methods of testing systems for feeding cryogenic propellant components to engine with simulation of thermal processes]. Moscow, MAI publ., 2018. 188 p.
