Методика расчета гидроавтоматики управления модулем тяги (гашением) в ракетном двигателе твердого топлива тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.04.13, кандидат наук Стрельников, Евгений Владимирович

• Стрельников, Евгений Владимирович
• кандидат наук
• 2018

Оглавление диссертации кандидат наук Стрельников, Евгений Владимирович

ВВЕДЕНИЕ..................................................................................4

ГЛАВА 1 АНАЛИТИЧЕСКИЙ ОБЗОР СПОСОБОВ И СРЕДСТВ РЕГУЛИРОВАНИЯ МОДУЛЯ ТЯГИ РДУ................................................10

1.1 Классификация способов регулирования модуля тяги РДУ................10

1.2 Аналитический обзор схем электрогидравлического регулирования модуля тяги РДУ..................................................................................16

1.3 Агрегаты автоматики систем электрогидравлического регулирования модуля тяги РДУ................................................................................28

1.4 Анализ проблемы. Постановка цели и задач исследования.................33

Выводы по главе 1........................................................................36

ГЛАВА 2 АНАЛИЗ РДУ С ДВУХКОНТУРНОЙ

ЭЛЕКТРОГИДРАВЛИЧЕСКОЙ СИСТЕМОЙ УПРАВЛЕНИЯ МОДУЛЕМ ТЯГИ (ГАШЕНИЕМ)....................................................................................38

2.1 РДУ как объект регулирования...................................................38

2.2 Модель динамики камеры сгорания РДТТ.....................................42

2.3 Влияние показателя скорости горения топлива у и начального свободного объема V на внутрикамерные процессы.....................................48

2.4. Математическая модель РДУ с изменяемой площадью критического сечения сопла......................................................................................51

2.5 Математическая модель РДУ с впрыском жидкого хладагента в камеру сгорания.............................................................................................58

Выводы по главе 2........................................................................71

ГЛАВА 3 ИССЛЕДОВАНИЕ ДИНАМИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В ИСПОЛНИТЕЛЬНЫХ МЕХАНИЗМАХ ЭЛЕКТРОГИДРАВЛИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ МОДУЛЕМ ТЯГИ (ГАШЕНИЕМ) РДУ..........74

3.1. Математическая модель подсистемы регулирования внутрикамерного давления посредством изменения площади критического сечения сопла...........74

3.2 Математическая модель подсистемы регулирования количества гасящей жидкости (жидкого хладагента), впрыскиваемого в камеру сгорания ракетного двигателя..........................................................................................83

3.3 Анализ результатов численного моделирования комбинированной электрогидравлической системы управления модулем тяги (гашением) РДУ......93

3.4 Математическая модель комбинированной электрогидравлической САР модуля тяги (гашения) РДУ в безразмерном виде........................................96

Выводы по главе 3......................................................................109

ГЛАВА 4 ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ГИДРОАГРЕГАТОВ ПОДСИСТЕМ РЕГУЛИРОВАНИЯ И РАЗРАБОТКА МЕТОДИКИ РАСЧЕТА И ВЫБОРА ПАРАМЕТРОВ ИСПОЛНИТЕЛЬНЫХ МЕХАНИЗМОВ С УЧЕТОМ ИХ ВЗАИМНОГО ВЛИЯНИЯ........................112

4.1 Экспериментальное исследование регулятора расхода количества жидкого хладагента............................................................................112

4.2 Экспериментальное исследование гидравлической машины регулирования минимального сечения сопла............................................126

4.3 Методика расчета и выборов параметров исполнительных механизмов электрогидравлической системы управления модулем тяги (гашением) РДУ ....130

ЗАКЛЮЧЕНИЕ.........................................................................136

СПИСОК СОКРАЩЕНИЙ И УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ...............138

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ...............................139

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Методика расчета гидроавтоматики управления модулем тяги (гашением) в ракетном двигателе твердого топлива»

ВВЕДЕНИЕ

Проводимая на современном этапе государственная политика роста и совершенствования ракетно-космической отрасли, сопровождающаяся интеграцией научно-образовательных центров и предприятий, сталкивается с проблемой обеспечения функций управления движением двигательных установок (ДУ) на траектории полета. Возможность многократного запуска, глубокого регулирования модуля тяги и останова ракетных двигательных установок (РДУ) - это приоритетные задачи управления, которые на сегодняшний день ставятся перед многими научными организациями и институтами. Одним из возможных решений рассматривается использование в составе твердотопливной ДУ комбинированной системы автоматического регулирования (САР), оснащенной различными средствами высокоточной гидроавтоматики.

Использование в качестве исполнительных устройств в системах управления серийных средств гидропневмоавтоматики находит все более широкое применение у разработчиков регулируемых двигательных установок нового поколения. Отличительными чертами использования гидропневмоагрегатов в системах управления являются: быстродействие и точность отработки сигналов управления исполнительными механизмами, близкая грань рабочих режимов и прочностных, функциональных и температурных ограничений установки, широкий спектр нагрузочных и скоростных условий эксплуатации.

Однако, достигаемая точность рабочих параметров регулируемой ДУ с такой системой управления в настоящее время определяется лишь адекватностью проводимых на стадии разработки расчетов и правильностью принятия конструкторских решений в процессе проектирования, и довольно часто сопровождается увеличением сроков изготовления и трудоемкостью работ по доводке. Связано это с недостатком информации по исследованиям статических и динамических характеристик комбинированных САР с гидроавтоматикой, сопровождающихся множеством сложных физических

и гидродинамических процессов при взаимном влиянии подсистем и их влиянии на объект регулирования, требующих более детального рассмотрения.

Растущие с каждым годом требования к точности определения на этапе проектирования параметров регулируемых РДУ, к уровню и качеству переходных процессов САР и их исполнительных механизмов приводят к необходимости перестройки и созданию новых методик расчета гидроавтоматики управления. Используя разработанные методики расчета можно уйти от части огневых испытаний, заменив их математическим моделированием и обеспечив тем самым снижение временных и финансовых затрат при разработке и доводке средств управления.

Степень разработанности темы исследования. В решении вопросов, направленных на проектирование и системный анализ САР ракетными двигателями на твердом топливе (РДТТ) с интегрированными в их состав гидравлическими агрегатами и разработку моделей их функционирования следует выделить огромный вклад многих зарубежных и отечественных научных школ в области авиа- и ракетостроения. К ним относятся: АО «ГРЦ им. академика В.П.Макеева» (Миасс), Государственный научный центр РФ - федеральное государственное унитарное предприятие «Исследовательский центр имени М.В.Келдыша» (Москва), НИЦ имени Эймса (США), НИЦ имени Ленгли (США), ПАО "Научно-производственное объединение «Искра» (Пермь), ФГБОУ ВО «ПНИПУ» (Пермь), ФГБОУ ВО «ИжГТУ» (Ижевск), ФГБОУ ВО «КНИТУ-КАИ» (Казань), ФГБОУ ВО «МГТУ им. Н.Э.Баумана (НИУ)» (Москва), ФГБОУ ВО «УГАТУ» (Уфа), ФГАОУ ВО «ЮУрГУ (НИУ)» (Челябинск), АО « Корпорация "Московский институт теплотехники"» (Москва), АО «НПО автоматики им. академика Н.А.Семихатова» (Екатеринбург), ФГУП «НПЦАП им. академика Н.А.Пилюгина» (Москва), АО ФНПЦ «Алтай» (Бийск), ФГУП «ФЦДТ «Союз» (Дзержинский) и другие центры развития. Среди известных ученых проблемами развития и совершенствования теории управляемых РДУ занимались: Barrer M., Chang G., Chase C.A., Jaumott A., Бобылев В.М., Ваулин С.Д., Винницкий А.М., Волков Е.Б., Гребенкин В.И.,

Ерохин Б.Т., Зезин В.Г., Ковалев Ю.Н., Кривошеев И.А., Лавров Л.Н., Лагутин Б.Н., Лейпунский О.И., Либрович В.Б., Орлов Б.В., Присняков В.Ф., Райзберг Б.А., Русак А.М., Соркин Р.Е., Сырицын Т.А., Фахрутдинов И.Х., Федосов Е.А., Феофилактов В.И., Целищев В.А., Шишков А.А. и др.

Особое внимание проблемам исследования и развития теории гашения твердого топлива (ТТ) в двигательной установке и разработке схемных решений для реализации было уделено авторами: Гапаненко В.И., Зельдовичем Я.Б., Калининым В.В., Липановым А.М., Лянгузовым С.В., Мазингом Г.Ю., Новожиловым Б.В., Петренко В.И., Соколовским М.И. и др.

Несмотря на это, проведенный обзор публикаций по проблемам моделирования и дальнейшей разработки узлов гидроавтоматики управления модулем тяги (гашением) и подготовки к повторному запуску ДУ указывает на то, что создавшийся на сегодняшний день уровень развития существующих методик моделирования, расчета и выбора параметров исполнительных механизмов характеризуется недостаточностью информации по представленным теоретическим и экспериментальным данным. Это приводит к возникновению трудностей в развитии области электрогидравлических систем управления ДУ.

Цель работы. Разработка методики расчета гидропневмоагрегатов управления модулем тяги (гашением) твердотопливной двигательной установки и подготовки к повторному запуску.

В соответствии с описанной целью работы, для ее достижения были сформулированы и решены следующие задачи:

1. Обзор способов и средств регулирования модуля тяги ракетной двигательной установки.

2. Модель РДУ с двухконтурной электрогидравлической системой управления модулем тяги (гашением) как объекта регулирования.

3. Разработка нелинейной математической модели гидроавтоматики управления изменением площади критического сечения сопла и впрыском жидкого хладагента в РДУ.

4. Проведение экспериментальных исследований исполнительных механизмов и разработка методики расчета гидроавтоматики управления модулем тяги (гашением) РДУ и подготовки к повторному запуску.

Научной новизной работы являются:

- новая принципиальная схема электрогидравлической системы управления двигательной установкой, входящей в состав регулируемого РДТТ (патент №2443895) и отличающейся наличием регулятора расхода хладагента, впрыскиваемого в камеру сгорания, струйной гидравлической рулевой машины и регулятора слива жидкости из каналов заряда ТТ, работающих по алгоритму учета характера изменения внутрикамерного давления для осуществления режимов глубокого регулирования тяги, гашения и повторного включения ДУ.

- математическая модель двухконтурной электрогидравлической системы управления модулем тяги (гашением) и подготовки двигателя к повторному запуску посредством впрыска жидкого хладагента и изменения площади критического сечения сопла, учитывающая нелинейности процессов, инерционности исполнительных механизмов и позволяющая на стадии разработки обеспечить выдвигаемые требования к качеству переходных процессов.

- методика расчета и выбора параметров исполнительных механизмов электрогидравлической системы управления модулем тяги (гашением) и подготовки двигателя к повторному запуску, включающая этапы расчета, моделирования, анализа и прогнозирования параметров и характеристик средств регулирования, позволяющая значительно повысить качество проектирования и снизить трудоемкость и сроки доводочных работ.

Теоретическая значимость и практическая ценность работы.

Материалы, полученные в ходе написания диссертационной работы внедрены в производственный процесс АО «УАП «Гидравлика» (Уфа) и ООО «ВМ-Энергия» (Уфа), а также в учебный процесс ФГБОУ ВО «УГАТУ» (Уфа). Разработанная, в рамках проводимой работы методика расчета и выбора

параметров гидроавтоматики электрогидравлической системы управления модулем тяги (гашением) РДУ позволит:

- на этапе проектирования - осуществить расчет конструктивных параметров и гидродинамических характеристик, разработку и последующую доводку исполнительных механизмов САР РДТТ посредством частичной замены стендовых испытаний вычислительным экспериментом;

- на этапе исследований - выполнить анализ процессов в гидравлических агрегатах САР РДТТ в широком диапазоне варьируемых параметров, давлений и внешних нагрузок;

- в учебном процессе - провести численное исследование имитационных моделей гидроагрегатов регулирования ДУ и сравнить полученные результаты с результатами испытаний специальных модельных узлов подсистем.

Методология и методы исследования. При выполнении диссертационной работы использованы классические теоретические и экспериментальные методы и способы исследования, опирающиеся на основы технической гидромеханики и гидродинамики, научные основы теории машино- и авиаракетостроения. Применены методы численного, дифференциального и интегрального исчислений и верификации математических моделей, основывающихся на сравнении результатов расчетов с массивом экспериментальных данных.

Положения, выносимые на защиту:

1. Новая принципиальная схема двухмерной электрогидравлической САР модуля тяги (гашения) и подготовки РДУ к повторному запуску.

2. Математическая модель электрогидравлической САР модуля тяги (гашения) и подготовки РДУ к повторному запуску.

3. Результаты проводимых экспериментов и верификации математической модели САР модуля тяги (гашения) РДУ.

4. Методика расчета и выбора параметров исполнительных механизмов (ИМ) электрогидравлической системы управления модулем тяги (гашением) РДУ.

Степень достоверности приводимых в работе результатов подтверждается корректным использованием общепринятых методов

исследования гидроагрегатов, признанных научных положений и адекватностью математических моделей используемых при решении задач, а также верификацией математических моделей посредством сопоставления расчетных и экспериментальных данных, полученных на стендах УНИЦ «Гидропневмоавтоматика».

Апробация результатов работы. Основные положения и результаты диссертации докладывались на следующих семинарах и конференциях: всероссийские научно-технические конференции (НТК): «Мавлютовские чтения» (Уфа, УГАТУ, 2009 - 2014гг.), «Динамика машин и рабочих процессов» (Челябинск, ЮУрГУ, 2009г., 2012г.), «Вакуумная, компрессорная техника и пневмоагрегаты» (Москва, МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2010г.); зимняя школа-семинар «Актуальные проблемы науки и техники» (Уфа, УГАТУ, 2012г.); международная НТК «Гидромашины, гидроприводы и гидропневмоавтоматика» (Москва, МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2011г.); международная молодежная НТК «Королевские чтения» (Самара, СГАУ им. академика С.П. Королева, 2013г.). Результаты исследований вошли в отчеты по грантам (направление «Ракетостроение»), выделенным в рамках реализации ФЦП «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России» на 2009-2013 гг.:

1. Грант № П317 от 28 июля 2009 г.;

2. Грант № П934 от 20 августа 2009 г.;

3. Государственный контракт № 02.740.11.0522 на выполнение научно-исследовательских работ (НОЦ)).

Объем и структура работы. Диссертация состоит из 150 страниц машинописного текста, содержащих в себе введение, 4 главы, заключение, список сокращений и условных обозначений, а также список источников использованной литературы, включающий в себя 114 наименований.

ГЛАВА 1. АНАЛИТИЧЕСКИЙ ОБЗОР СПОСОБОВ И СРЕДСТВ РЕГУЛИРОВАНИЯ МОДУЛЯ ТЯГИ РДУ

1.1 Классификация способов регулирования модуля тяги РДУ

Тенденцией последних лет, сопровождающейся ростом надежности, стабильности и эффективности работы двигательных установок является замена регулируемых жидкостных ракетных двигателей твердотопливными.

Сравнительный анализ регулируемых жидкостных и твердотопливных двигателей показывает, что, несмотря на выигрыш по энергетическим характеристикам, ЖРД с учетом получаемых массогабаритных характеристик, ограничений в плане компоновки, затруднений при создании работоспособных систем подачи топлива в условиях невесомости, не предоставляет весомых преимуществ по сравнению с РДТТ с точки зрения эффективной баллистики ракет, а в некоторых случаях применения и проигрывает им, особенно с учетом условий их производства и эксплуатации [11], [14], [16], [23].

Отсутствие систем подачи топлива, простота конструкции, постоянная готовность к запуску, а также возможность длительного хранения и компактность размещения привлекают внимание научно-исследовательских и опытно-конструкторских организаций к регулируемым РДТТ, как более перспективному, по сравнению с ЖРД, типу энергосиловых установок, обеспечивающих различные режимы управления движением [65], [66].

Однако, несмотря на указанные преимущества, дальнейшее повышение эксплуатационных возможностей РДТТ полностью зависит от внедрения в их состав надежных САР тяги по величине (по модулю). Решение поставленной задачи заключается в разработке новых перспективных схем, усовершенствовании существующей технической и конструкторской документации на элементы РДУ, а также посредством внедрения и последующего использования надежных и дееспособных гидравлических

средств автоматики в составе САР. Основное внимание уделяется решению современных задач техники регулирования РДТТ, рассматриваются проблемы их практической реализации, накапливается значительный опыт, но, несмотря на это, для РДТТ вопрос возможности глубокого регулирования модуля тяги (50:1) и многократного запуска и гашения остается пока еще открытым.

С каждым годом все значительнее увеличивается интерес к проблеме регулирования РДТТ и возрастает количество публикаций посвященных данной тематике. На сегодня сформулирован целый ряд требований к системам управления ракетными двигателями на твердом топливе и выстроен принцип определения задач управления движением ракетных установок.

В основу требований, предъявляемых к системам управления тягой РДУ, входят:

- минимальные потери при оснащении двигательной установки САР в области качества и массогабаритных характеристик;

- сохранение существующих конструктивных преимуществ, высокого быстродействия при необходимости мгновенного запуска и стабильности регулируемого РДТТ в сравнении с другими типами двигателей;

- получение необходимых динамических характеристик РДУ в соответствии с программой заданной ранее;

- обеспечение увеличения глубины регулирования тяги;

- высокая точность регулирования параметров и т.д. [10], [21].

К основным задачам управления движением [32], [47], [55], [57] выполняемым посредством применения САР тягой, относятся (рисунок 1.1):

- задачи управления продольным движением аэродинамических ракет. Целью является улучшение летно-тактических характеристик за счет оптимального изменения законов перестройки скорости движения ракеты в зависимости от времени при соблюдении выдвигаемых ограничений;

- задачи управления движением центра масс высотных ступеней ракет. Для выполнения в качестве основных способов управления тягой при малых

скоростях полета используется выключение, а при больших - форсирование и многократное включение;

- задачи управления движением ракет относительно центра масс. Для решения задачи используются при "мягкой" стабилизации - импульсное, а при "жесткой" стабилизации: ступенчатое и релейное знакопеременное управление величиной тяги;

- задачи управления расходом газогенераторов как источников питания исполнительных устройств управления. Управление такими газогенераторами производится благодаря стабилизации и регулированию расхода продуктов сгорания топлива (ступенчатого, прерывистого или непрерывного).

Рисунок 1.1 - Классификация задач управления движением ЛА

Для решения любой из поставленных задач с учетом выполнения предъявляемых требований к средствам реализации, на протяжении десятилетий многими научными институтами рассматривались различные способы регулирования модуля тяги РДТТ. В конечном счете, было определено, что достичь желаемого результата по требуемым характеристикам и глубине

регулирования с учетом выполнения требований многократного останова и запуска ДУ можно лишь за счет изменения следующих факторов (рисунок 1.2):

• Fкр - изменения площади критического сечения сопла;

• т 2 - изменения количества жидкого или газообразного компонента вводимого в камеру сгорания;

• и = f {р) - изменения скорости горения заряда ТТ, например, за счет дополнительного воздействия с помощью ускоряющих реакцию в зоне горения химических компонентов, либо подвода тепла в зону горения ТТ и т.д.;

• 5 - изменения поверхности горения ТТ, например, за счет "гидравлического" регулирования, "теплового ножа" или лидирующего стержня;

• Fa - изменение площади выходного сечения сопла [52], [80], [92], [93].

Способы регулирования РДТТ

кр щ и 5 К

Механические Газодинамические

и

I I

й Е

ш

а

55 Ц

К Е

>К >5 £■ -

£ Й

с и

и О -

£ Св

К 2

г

I

и

5 а

1 Е

о

к а-

а =

Я 5 £ 2

х I

= ^

1 £ К

= = 2

Я Р I

т д л ^ — я

Рисунок 1.2 - Классификация способов регулирования РДТТ [66]

Применяя по отдельности данные способы, возможно, получить глубокий диапазон регулирования тяги, и достичь гашения ДУ, но их широкому внедрению мешают существующие у каждого из способов недостатки, влияющие на работу РДУ в целом. Основные недостатки, выявленные у способов регулирования тяги, позволили составить сводную таблицу (таблица 1.1), влияющую в дальнейшем на выбор характеристик используемого топлива и конструктивное исполнение регулируемой двигательной установки [12], [27], [35], [66].

Таблица 1.1 - Недостатки способов регулирования модуля тяги

Способ регулирования Недостатки

Изменение площади критического сечения сопла 1) сопровождается ограничением номенклатуры ТТ; 2) при переходе с одного режима работы на другой, внутрикамерные процессы помимо длительности по времени характеризуются и возникновением пиков или провалов силы тяги.

Изменение количества дополнительно вводимой в камеру массы рабочего тела (впрыск хладагента) 1) большая вероятность через (0.5 ^ 2.0) с, с момента начала впрыска, незапланированного повторного воспламенения заряда ТТ, возможно обусловленная неправильным с точки зрения оптимальности режимом впрыска гасящей жидкости в камеру сгорания.

Изменение скорости горения ТТ (электрические способы) 1) необходимость наличия на борту ЛА больших по массе и объему источников электроэнергии; 2) сопровождается негативным влиянием на встроенную в двигатель контрольно-измерительную аппаратуру, что приводит к погрешностям показаний и может привести к выходу установки из строя.

Изменение поверхности горения ТТ (гидрорегулирование) 1) возможность неустойчивой работы ракетной двигательной установки, обусловленной специфическими условиями поджигания ТТ в тонких каналах; 2) трудности обеспечения синхронного вытеснения жидкости из каналов ТТ с одинаковой скоростью; 3) сложность регулирования ввиду трудности поддержания геометрии горящей поверхности и перепада давления по длине канала при выгорании; 4) трудности обеспечения совместимости при хранении разных по плотности охладителя и заряда ТТ;

Окончание таблицы 1.1

Способ регулирования Недостатки

5) сложности в конструкции, обусловленные необходимостью реализации защиты каналов в заряде ТТ от «проскока» пламени из камеры сгорания РДУ; 6) сложность формирования оптимальной поверхности горения, при которой после выхода РДУ на установившийся режим исключена возможность повышения на переходном режиме текущего значения площади горящей поверхности над заданным.

Изменение поверхности горения твердого топлива (тепловой нож) 1) используются низкотемпературные топлива, температура пограничного слоя которых ограничивается стойкостью решетки теплового ножа; 2) поверхность горения зарядов должна быть только торцевой; 3) время переходных процессов достаточно велико; 4) большие значения массогабаритных характеристик из-за наличия теплового ножа и привода его прижатия

Изменение площади выходного сечения сопла (узлы отсечки тяги) 1) при работе РДТТ в условиях окружающей среды с нормальным атмосферным давлением некоторые типы топлив этим способом гасятся очень трудно; 2) сопровождается повышением массы и габаритных размеров конструкции; 3) возможность после прекращения горения самопроизвольного воспламенения заряда; 4) для РДТТ с повторным запуском трудно осуществить приемлемую конструкцию узлов отсечки тяги; 5) истекающие газы могут оказывать воздействие на отделившийся полезный груз ракеты.

Анализ приведенных в таблице 1.1 недостатков свидетельствует о том, что широкому внедрению некоторых способов регулирования в основном препятствует сложность конструкции сопутствующей выбранному способу, другие требуют увеличения массогабаритных характеристик РДУ, остальные недостаточно эффективны.

Отсюда следует вывод о необходимости создания оптимальной системы управления тягой РДТТ, компенсирующей неудовлетворительные динамические (быстродействие, точность, качество регулирования) и конструктивные (сложность изготовления, большой вес) характеристики двигательной установки с возможностью многократного запуска и гашения в процессе полета.

1.2 Аналитический обзор схем электрогидравлического регулирования

модуля тяги РДУ

По результатам проведенного обзора способов регулирования тяги в качестве наиболее эффективных и перспективных с учетом существующих у них недостатков были выделены три способа изменения: поверхности горения 5, количества жидкого или газообразного компонента т2 впрыскиваемого в камеру с твердым топливом ДУ и площади критического сечения сопла Fкр

[85], [87], [89], [96], [99].

Однако анализ ранее разработанных конструктивно-компоновочных схем с применением указанных способов регулирования тяги показал, что созданные варианты схемной реализации регулируемого РДУ малоэффективны, в основном вследствие плохих динамических характеристик систем регулирования.

Например, в случае применения РДУ с гидрорегулированием - это связано со следующим рядом недостатков [66], [71], [73]:

1) большое время переходных процессов;

2) значительные забросы давления на переходных режимах;

3) существенная величина ошибки на установившемся режиме.

Для их устранения в Уфимском авиационном институте был проведен целый ряд работ, целью которых являлось повышение эффективности работы РДУ с гидрорегулированием, в ходе которых были разработаны различные варианты схемной реализации и выявлены следующие основные особенности.

1) Время переходных процессов.

Качественно улучшить время переходных процессов в базовой схеме РДУ с гидрорегулированием невозможно. Связано это с особенностью процесса перестройки поверхности горения твердого топлива. Частичное уменьшение времени переходных процессов достигается лишь применением топлив с показателем в законе горения у)0.8 и переходом к многоканальной схеме, когда в заряде выполняется пять и более каналов [24], [65], [73]. Но первый путь связан с увеличением величины заброса давления на переходном режиме, что отрицательно сказывается на динамической точности регулируемой величины двигательной установки - секундном массовом расходе газа через сопло и вынуждает упрочнять камеру сгорания, снижая энергомассовые характеристики РДУ, а переход к многоканальной схеме снижает энергетические характеристики установки из-за наличия большого количества каналов, заполненных инертной жидкостью, что уменьшает надежность двигательной установки [26], [32], [57].

2) Забросы давления на переходных режимах.

Забросы давления являются особенностью данной схемы регулирования РДУ и вызваны процессом перестройки поверхности горения. Уменьшение показателя V в законе горения снижает величину перерегулирования, но увеличивает время выхода на установившийся режим.

Есть и другой путь решения проблемы, позволяющий формировать оптимальный процесс перестройки поверхности горения, исключающей забросы давления, и связан он с разработкой новой схемы РДУ с гидрорегулированием [1] (рисунок 1.3). Данная схема регулируемой двигательной установки с регулятором формирования поверхности горения содержит дополнительно задатчик давления 13 в камере сгорания, функциональный пневматический преобразователь 12,

управляемый клапан в виде подпружиненного поршня 7 со штоком, конец которого выполнен в виде дроссельной иглы 8.

Функциональный пневматический преобразователь 12 сравнивает текущее значение давления в камере с заданным градиентом нарастания давления. При рассогласовании изменяется положение дроссельной иглы 8 на сливе жидкости, внося определенную коррекцию в процесс формирования поверхности горения твердого топлива и устраняя образовавшееся рассогласование значений давления путем изменения газоприхода в камеру сгорания.

Рисунок 1.3 - РДУ с рациональным формированием поверхности горения

Но рассмотренная схема, кроме сложности обеспечения точного регулирования малых расходов жидкости при больших перепадах давления, не позволяет уменьшить время переходного процесса. В общем случае скорость формирования поверхности горения может даже замедлиться.

Обеспечить же оптимальный процесс формирования поверхности горения твердого топлива при максимальной скорости в схеме РДУ с гидрорегулированием не представляется возможным, поскольку отсутствуют методы контроля перестройки поверхности горения в процессе работы двигательной установки. Теоретически обеспечение оптимального закона формирования поверхности горения возможно лишь при обеспечении точного регулирования малых расходов жидкости в диапазоне 0...100 см /с при перепаде давления 0...25

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Стрельников, Евгений Владимирович, 2018 год

/ /

/

1 1.5 Ь с

1.5 t, г

Рисунок 2.9 - Переходные процессы при впрыске жидкого хладагента в камеру сгорания: а - внутрикамерное давление; б - температура продуктов сгорания; в - скорость горения

в

Время обновления газа в камере сгорания, следовательно, как и время выхода на установившийся режим работы, находится в диапазоне 10 - 10 с, но для большинства ракетных двигательных установок составляет 0.3 - 0.5 с.

Как видно из графиков, представленных на рисунках 2.9, а, 2.9, б и 2.9, в время релаксации камеры составляет >0.5 с. В данном случае, введенным жидким хладагентом обеспечить гашение заряда двигательной установки не удается, после интенсивного падения давление в камере сгорания начинает медленно расти. Возможно, необходимо увеличить количество впрыскиваемого хладагента. Рассмотрим случай ступенчатого изменения количества впрыскиваемого в камеру сгорания жидкого хладагента (рисунок 2.10 и рисунок 2.11).

0 0005 0.0004

Рисунок 2.10 - Переходные процессы в камере сгорания (изменение газоприхода Yг и расхода газа через сопло т при ступенчатом изменении количества впрыснутого хладагента а1

В ходе расчетов использовались следующие основные значения параметров:

Дж и 1 Т7 .. л по. лги\ л/Г/ло Т7 о л 1Л-^.2

Я = 357 ■

3

; к = 1.27; |с = 0.98; А(к) = 0.6618; = 2.4 • 10 -4м2;

кг • м

Нх = 7140 Дж; 0 = 59 • 10-4 м2; | у = 0.65; Гу = 3.14 • 10-6 м2; N = 61;

кр -6 2

кг

кг

р1 = 1000 —; рТ = 1610 —; х = 0.95; и1 = 0.01 м/с; V = 0.467.

м

м

1>*,Па

+.2 я 10е А х 10е 3.8 ч 10® 3.6* З.+ х 10е !.2» 10е 3.x 10®

Тк.К

1, м/с

0 3 1

а

б

Рисунок 2.11 - Переходные процессы в камере сгорания при ступенчатом изменении Ql: а - внутрикамерное давление; б - температура газов, образовавшихся в процессе горения;

в - скорость выгорания заряда ТТ

Согласно, полученным графикам (рисунок 2.10 и 2.11) можно сделать вывод: 1) для выбранного твердого топлива при Ql = var в самом начале впрыска

гасящей жидкости (хладагента) в камеру за 0.05 с достигается падение Рк^) и и(?), а в дальнейшем в течение 0.4 с наблюдается рост данных параметров; 2) ступенчатое изменение количества впрыскиваемого в камеру сгорания хладагента (в сторону увеличения) также приводит к возрастанию давления и скорости горения, соответственно и возрастает вероятность повторного несанкционированного воспламенения заряда.

В данном случае при впрыске жидкого хладагента помимо происходящих внутрикамерных процессов необходимо проанализировать процессы в струях впрыскиваемого хладагента [9], [13], [28], [46], [56], [58], [114]. Вначале рассмотрим струю хладагента впрыснутую одним распылителем.

В сечении на выходе из форсунки (начальном сечении струи) происходит тангенциальный разрыв скорости, на поверхности которого возникают вихри,

в

хаотично продвигающиеся в потоке (вдоль и поперек). Конечные объемы жидкости вследствие пульсаций с положительным знаком движущихся поперек потока вылетают в окружающую среду. По ходу движения они передают часть своего количества движения окружающей среде, попутно приводя ее в движение вдоль оси х (рисунок 2.12), а сами при этом подтормаживаются. На их место вследствие пульсаций с противоположным знаком вовлекаются объемы газа из окружающей среды, которые сами ускоряются, а поток подтормаживают. При этом наблюдается схожесть двух механизмов (обмена теплом и массой и обмена количеством движения). Смесь частиц потока подторможенных в ходе движения и частиц окружающей среды, вовлеченных в поток образуют турбулентный пограничный слой струи. Толщина такого слоя составляет диапазон от нуля (у кромки сопла распылителя) и возрастает по ходу движения потока. Обмен, происходящий в турбулентном потоке, сводит к нулю тангенциальный разрыв и в поперечном сечении струи на любом промежутке происходит постепенное изменение всех параметров. Рост толщины пограничного слоя струи сопровождается увеличением поперечного сечения и уменьшением потенциального ядра. На удалении от сопла на оси струи происходит смыкание внутренних границ пограничного слоя и тогда все сечение струи заполняется пограничным слоем [9], [46].

11 -пич п с. I ГТ.1 г> I Гктагти

Рисунок 2.12 - Схема течения в струе хладагента

Течение жидкости в струе (турбулентном потоке) описывается уравнениями Рейнольдса. Выводятся они из уравнений неразрывности, движения и энергии, представленных в дифференциальном виде и переписанных для мгновенных параметров жидкости с последующим осреднением по времени всех членов уравнений и пренебрежением лишь малыми членами, а также заменой мгновенных параметров на осредненные и пульсационные величины. Связано это с разницей в изменении всех параметров газа поперек и вдоль струи, в данном случае изменение параметров газа вдоль струи значительно меньше их изменения поперек струи и наоборот, т.е. Л^Лх << Л//Лу (где / - параметр жидкости: температура, скорость и т.д.), и продольная осредненная скорость и намного больше поперечной осредненной скорости V: и >> V.

Уравнения используются в предположении, что пульсация плотности жидкости мала и ей можно пренебречь. Это предположение справедливо для струй постоянного состава при относительно небольших подогревах [9], [56].

В работе используем интегральный метод расчета струи, предложенный Абрамовичем Г.А. В основе интегрального метода расчета струи заложены законы сохранения массы, количества движения и энергии, переписанные для нескольких сечений струи (начального и текущего), а также свойства подобия и автомодельности поперечных полей параметров и уравнение, с помощью которого можно отследить изменение границ струи. С помощью решения данных уравнений получаются значения всех параметров на оси струи, а по этим параметрам в совокупности с применением универсальных формул, например формул Шлихтинга, можно рассчитать в любой точке рассматриваемого сечения струи все параметры газа [9], [58].

При использовании интегрального метода расчета струя при условии равномерного распределения параметров в ее начальном сечении подразделяется на участок начальный, участок переходный и участок основной (рисунок 2.12). Так называемый начальный участок струи берется от среза сопла (начальное сечение) и длится до сечения, в котором струйный пограничный слой, берущий начало от кромки сопла, смыкается на оси струи. Область, находящаяся

между внутренними границами слоя, в котором происходит смешение, называется ядром струи потенциальным или постоянных параметров [105], [108], [111], [113]. Струйное течение на удалении от начального участка носит тот же, что и течение газа из точечного источника. Такой участок струи носит название основного. Переходный же участок струи находится между начальным и основным. При расчетах обычно считают, что после начального участка сразу образуется участок основной, тесно соприкасающийся с начальным участком в переходном сечении.

Безразмерные поля скоростей и температур в интервале основного участка струи могут быть описаны формулами Шлихтинга:

( з Л2

, (2.41)

u - u н

Au =--

U m - U н

1 - n2

v у

f зЛ2рт

AT- T-T-

T - T

m н

1 - n2

v у

(2.42)

где и, Т - текущие значения скорости и температуры в рассматриваемой точке струи; ит, Тт - текущие значения скорости и температуры на оси струи; ин , Тн - текущие значения скорости и температуры на границе струи; п = г/Ягр -безразмерная координата, Rгp - радиус границы струи, г - текущий радиус струи; Ргт - турбулентное число Прандтля (Ргт = 0.75...0.8 для круглой струи) [9], [113].

Для расчета параметров газа на оси основного участка струи рассмотрим следующую систему уравнений. В случае необходимости расчета параметров на оси затопленной неизотермической круглой струи с условием равномерности начальных полей всех ее параметров при 0<6<10 могут быть использованы следующие уравнения:

12 7

X = (1 + 0.15ит Кт (9 -1)), (2.43)

А/ЭМт

^гр

f ч 0,5

Ч + 0.745Um К т(9 -1)Л

o.134ume ,

(2.44)

ATm = Кт Um. (2.45)

х

В этих уравнениях х = —, где х - расстояние рассматриваемого сечения

Л0

от начального сечения струи, а Л0 - радиус начального сечения струи (радиус

и — Т — Т Т — Ягр сопла), ит АТт = -н, 0= -°, = К = 0.745.

иг

т — Т

10 1 н

Т.- гр Л

Так как впрыснутая жидкость имеет конусообразную поверхность можно принять массу факела струи хладагента:

= р!(Л + ^ -Л2)

(2.46)

здесь —хС - скорость струи хладагента, которую можно получить из уравнения

йг

расхода жидкости через распылитель (форсунку).

Движение факела струи хладагента записывается полуэмпирической зависимостью [9], [105], [113]:

й2

т

с йг2 С

хС = 2рлЛССс

йг

,1,5

х.

с

(2.47)

где СС - коэффициент сопротивления среды движению факела струи хладагента. Уравнение расширения струи впрыскиваемого хладагента имеет вид:

— Лс = Л0 йг с 0

1 + 0.745К т (0-1)

0.150 + 0.15

хс л/б Л0 12.7

+ 0.150 + 0.15

0.1340

0.150 + 0.15

х.

с

л/ё

V Л) 12.7

+ 0.150 + 0.15

(2.48)

/

Т

где 0 = —0- - начальный подогрев струй (в нашем случае температура жидкости

Т

К

в струе постоянна и равна начальной Т0), хС - длина струи.

С учетом вышесказанного вдоль рассматриваемой струи хладагента рассчитываются изменения: поперечного расширения струи жидкости (изменение

площади поперечного сечения); осевой, средней скорости жидкости в струе; осевой, средней температуры жидкости в струе.

Ниже представлены безразмерные характеристики осевой скорости, радиуса струи, и избыточной температуры струи (рисунок 2.13 и 2.14).

Рисунок 2.13 - Безразмерные характеристики осевой скорости, радиуса и избыточной

температуры

Рисунок 2.14 - Безразмерные характеристики избыточной температуры

Из графиков можно увидеть, что с увеличением давления окружающей среды: радиус границы струи увеличивается, осевая скорость струи жидкости начинает стремительно падать.

Также можно посчитать давление и силу удара струи на стенку по следующим формулам [9], [105], [106], [109]:

Р = пЛС^Р,

1.06 — 4-10

—4 X

2Л

ри 02пЛ2.

0 у

где и - скорость струи жидкости, р - плотность жидкости, X до стенки.

(2.49)

(2.50) расстояние

Рисунок 2.15 - Графики зависимостей давления и силы удара на стенку

На рисунке 2.15 показаны графики изменения давления и силы удара струи на стенку, расположенную на некотором расстоянии от сопла (форсунки) при различных значениях давления окружающей среды (противодавления). Как видно из характеристик с увеличением давления и расстояния до стенки давление и сила удара струи на стенку уменьшаются.

Полученные результаты не только характеризуют поведение струи и ее параметров, но и в дальнейшем помогут оценить количество теплоты, поглощаемое струей хладагента.

Струя хладагента, попадая на поверхность топлива, способствует регулированию площади горящей поверхности заряда. Тем самым влияя на скорость выгорания заряда, газоприход, давление в камере, тягу двигателя.

Выводы по главе 2

Во второй главе решена задача, связанная с разработкой и исследованием модели РДУ с двухконтурной электрогидравлической системой управления модулем тяги (гашением) как объекта регулирования. Изначально был установлен ряд факторов, с помощью которых возможно регулировать величину модуля тяги. К ним относятся:

изменения площади критического сечения сопла Ркр;

изменения скорости выгорания заряда ТТ и ;

- изменения площади поверхности горения 5 заряда ТТ;

- изменения площади выходного сечения сопла р;

- изменения количества жидкого или газообразного компонента т2 вводимого в камеру сгорания;

Проведенные исследования данных способов регулирования тяги показали, что по отдельности данные способы не могут быть реализованы в качестве основных при решении задачи многоразового гашения и подготовки двигателя к повторному запуску, полностью отвечающего современным требованиям, предъявляемым к САР.

Преодолеть существующие у каждого из способов гашения недостатки можно используя лишь комбинированный способ - это резкий сброс давления, сопровождающийся впрыском охлаждающей жидкости. Благодаря одновременному использованию способов впрыска охлаждающей жидкости и изменения площади критического сечения сопла можно значительно сократить время гашения и уже после гашения за счет поддержания давления в камере сгорания на минимально допустимом для запуска двигателя уровне просушить камеру от остатков хладагента и сократить время подготовки двигательной установки к повторному запуску.

Для описания внутрикамерных процессов базовой схемы РДУ были составлены математические модели двигательной установки с изменяемой

площадью критического сечения сопла и впрыска жидкого хладагента в камеру сгорания, без учета влияния исполнительных механизмов. На основании данных моделей был проведен расчет и построены графики переходных процессов.

Проведенный анализ влияния показателя V в законе горения ТТ на характер изменения внутрикамерных параметров двигателя показал, что:

^ при использовании топлив с V равным 0.45 давление в камере сгорания составляет 3.3 МПа, а скорость горения топлива - 0.048 м/с;

^ при использовании топлив с V равным 0.5 давление в камере сгорания составляет 4.6 МПа, а скорость горения топлива - 0.068 м/с;

^ при использовании топлив с V равным 0.55 давление в камере сгорания составляет 7 МПа, а скорость горения топлива - 0.103 м/с;

^ при использовании топлив с V равным 0.55 давление в камере сгорания составляет 11.7 МПа, а скорость горения топлива - 0.17 м/с;

Согласно сопоставлению этих данных, можно сделать вывод о том, что увеличение показателя скорости горения ТТ приводит к уменьшению времени переходного процесса, что облегчает процесс дальнейшего регулирования тяги двигательной установки.

При детальном исследовании зависимости давления и температуры в камере сгорания от начального свободного объема, было установлено, что при умень-

3 3 3 3

шении объема с 25-10" м до 10-10" м , время переходного процесса сокращается с 1.5 с до 0.7 с. Следовательно, можно сделать вывод, о том, что уменьшение начального свободного объема камеры сгорания не только сокращает время выхода двигателя на режим устойчивой работы, но и увеличивает длительность работы двигательной установки, вследствие увеличения коэффициента заполнения камеры (при неизменных габаритных размерах).

Анализ статических характеристик РДТТ с изменением площади критического сечения сопла Ркр, проведенный на основании зависимости расхода

(тяги) от изменения внутрикамерных параметров, позволил сделать вывод о том, что изменение Ркр сопровождается значительным увеличением внутрикамерного

давления при глубине регулирования (>10), что, несомненно, является основным недостатком данного способа регулирования модуля тяги.

Также, для увеличения эффективности процесса управления (т.е. чтобы при незначительных изменениях Р происходили существенные изменения тяги

(расхода)) согласно формуле (2.31), на которой показана обратно пропорциональная зависимость тяги (продуктов сгорания) от Р в степени

V /(1 — у), показатель V должен быть « 1.

Заброс тяги, получаемый при быстром изменении площади критического сечения сопла (переходе с одного режима работы на другой), минимален, при выборе наибольшего значения V. Связано это с тем, что существует прямая зависимость величины заброса тяги от относительного изменения площади, а при увеличении значения V необходимая величина относительной Р

уменьшается

ГЛАВА 3. ИССЛЕДОВАНИЕ ДИНАМИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В ИСПОЛНИТЕЛЬНЫХ МЕХАНИЗМАХ ЭЛЕКТРОГИДРАВЛИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ МОДУЛЕМ ТЯГИ (ГАШЕНИЕМ) РДУ

3.1 Математическая модель подсистемы регулирования внутрикамерного давления посредством изменения площади критического сечения сопла

Современная тенденция развития и совершенствования ракетной техники сопровождается ростом энерговооруженности двигательных установок ЛА, в основу которого заложено ужесточение требований к системам управления (СУ), где в качестве исполнительных механизмов используются и рулевые машины (РМ) [19], [33]. РМ выполняет множество различных функций: начиная от поддержания внутрикамерного давления до его частичного или полного дросселирования (>95%). В данном случае, процессы, происходящие, как в регуляторе, так и в объекте регулирования, сопровождаются сложностью системных связей, требующих исследования и глубокого анализа [66], [68].

Исследование процессов, происходящих в регулируемом РДТТ с РМ и дальнейшее их моделирование на ЭВМ, позволят разработчикам получить систему уравнений, в которой будет описана работа подобных по структуре РДУ, с использованием серийных исполнительных устройств в регуляторах САР [104].

Блок-схема подсистемы регулирования внутрикамерного давления представлена на рисунке 3.1.

Рисунок 3.1 - Блок-схема подсистемы регулирования внутрикамерного давления

Блок-схема подсистемы регулирования состоит из двух частей: регулятора и объекта регулирования. В состав регулятора входят: измеритель электрического сигнала рассогласования (X), электронный усилитель сигнала ошибки (УСО), электромеханический преобразователь (ЭМП), струйный гидроусилитель (СГУ), исполнительный гидроцилиндр (ГЦ), потенциометрический датчик обратной связи по положению центрального тела (ПОС). Объект регулирования включает в себя два элемента: сопло и камера сгорания (КС). Регулятор и объект регулирования замыкаются через датчик давления (ДД).

Помимо этого в составе схемы регулятора имеются два замкнутых контура:

1. основной, обусловленный наличием у исполнительного гидроцилиндра потенциометрической обратной связи (ПОС);

2. внутренний, обусловленный наличием внутренней обратной связи (ВОС) между ЭМП и ГУ, образующих единое целое - ЭГУ [61], [62].

Работает струйно-гидравлическая рулевая машина (рисунок 3.2) следующим образом.

Рисунок 3.2 - Струйно-гидравлическая рулевая машина: 1 - УСО; 2 - ЭМП; 3 - СГУ (струйный гидроусилитель типа «сопло-заслонка»); 4 - ГЦ (гидроцилиндр); 5 - ПОС (потенциометрический ДОС по положению);

6 - внешняя нагрузка

В начальный момент работы, когда струйная трубка 3, через которую под давлением проходит рабочая жидкость, находится в нейтральном положении, шток ГД неподвижен и давления в полостях 1 и 2 скомпенсированы. При подаче

задающего сигнала на обмотку управления ЭМП струйная трубка 3 отклоняется от нейтрального положения и в результате чего возникает перепад давлений в полостях 1 и 2. Благодаря возникшему перепаду происходит перемещение штока ГЦ и оно продолжается до того момента, пока не будет достигнута скомпенсированность задающего сигнала и сигнала с ДОС по положению и только тогда струйная трубка вернется в нейтральное положение.

Математическая модель подсистемы регулирования внутрикамерного давления состоит из: уравнений процессов в камере сгорания (объект регулирования) + уравнений процессов в струйной гидравлической рулевой машине (регулятор). Данные уравнения связаны через функцию F* = f(у), обозначающую то, что увеличение или уменьшение критического сечения сопла зависит от перемещения центрального тела.

Так как математическая модель струйной гидравлической рулевой машины уже подробно описана в работе [61], [62], [84], [100], [104], то в рамках проводимого исследования отдельно рассматриваться не будет.

Перед написанием математической модели подсистемы регулирования внутрикамерного давления принимаются следующие допущения:

• давления питания и слива в СГУ являются величинами постоянными;

• коэффициенты расхода и восстановления давления в СГУ являются величинами постоянными;

• симметричный гидроцилиндр двухстороннего действия рассматривается в роли нагрузки гидрораспределителя;

• температура и вязкость рабочей жидкости не меняются;

• модуль объемной упругости жидкости не меняется, она сжимаема, в системе отсутствует нерастворенный воздух;

• объемными потерями в подводящих гидролиниях гидродвигателя (ГД) и гидрораспределителя (ГР) можно пренебречь;

• волновые процессы в гидролиниях не влияют на рабочие процессы ГД;

• продукты сгорания обладают свойствами идеального газа с постоянными коэффициентами R и ^ и не содержат конденсированной фазы;

• температура продуктов сгорания в камере величина постоянная и при изменении площади критического сечения сопла не изменяется.

Математическая модель подсистемы регулирования внутрикамерного давления, в данном случае, состоит из [86], [87], [96]:

1. Уравнения электрической цепи ЭМП;

2. Уравнения моментов;

3. Уравнения баланса расходов;

4. Уравнения движения поршня (штока) гидроцилиндра;

5. Степенного закона горения твердого топлива;

6. Уравнения состояния;

7. Уравнения изменения свободного объема камеры сгорания;

8. Уравнения материального баланса камеры сгорания при изменении Ркр.

Яэмпi(t) + L-^ + Kпэ ^ = Kу (^ - Kосpк (t)), где Kос =

dt dt Р к max

J

d 2a(t) dt2

= Kmi(t) - Kma^(t) - bm

da(t) dt

W + A ■ y(t)

E

+ C

dPd (tУ a dy(t)

dt

+ A-

dt

2

(1 + z (t ))J1 - Щ - (1 - z (t ))ll + Щ )

Ь

Pm

Ь

Pm

при z(t) <

Ц - , при zmax > Z(t)> ZR

Ь

Pm

2

m^ = Apd (t) - bj^ - ^ - С „ y(t),

dt

dt

u = U1 (Р x(t)

Р x(t) = Рт dVm

dt

Su,

dp ¿t) 1

dt

V

(kRTxXkSpTu - k^RT^cA(k)(Ркр - f (y(t))pк(0 - pK(t)Su) (3.1)

Перечень параметров, используемых в математической модели подсистемы регулирования давления при изменении Fкр приведен в таблице 3.1.

V

Таблица 3.1 - Перечень данных для моделирования подсистемы регулирования

давления в камере сгорания РДУ

Обозначение Наименование Значение Единица измерения

R эмп сопротивление (активное) обмотки управления 900 Ом

L сопротивление (индуктивное) обмотки управления 0.6 Гн

a (t) угол поворота вала якоря ЭМП Переменная величина рад

i(t) сила тока на обмотке управления Переменная величина А

Ubx напряжение на обмотке управления 30 В

Кпэ коэффициент противо-ЭДС цепи ЭМП 1.5 В • с м

Kmi коэффициент, описывающий моментную характеристику M KMi = . max , где Mmax - максималь- lmax ный момент при нейтральном положении якоря, Н • м; lmax -максимальный ток в обмотке, А 0.48 Н • м A

к ma коэффициент, описывающий жесткость "магнитной пружины" ЭМП M Kma = max , гДе amax максималь- amax ный угол отклонения якоря ЭМП, рад 0.287 Н • м рад

bm коэффициент трения (вязкого) якоря ЭМП 0.01 Н • с м

C эмп жесткость "магнитной пружины" ЭМП 0 Н м

J момент инерции на валу якоря ЭМП 1.3-10-6 Н м2

y(t) перемещение поршня ГЦ в СГРМ Переменная величина м

E приведенный модуль объемной упругости рабочей жидкости 2 • 108 Па

Сн жесткость нагрузки на шток ГЦ - м

Wo объем рабочей полости ГЦ 30-10-4 м3

А площадь поршня ГЦ в СГРМ 2 • 10 "3 м2

Продолжение таблицы 3.1

Обозначение Наименование Значение Единица измерения

коэффициент восстановления расхода струйной трубки Н а цО2 = 0.84203 + а ■ ан + Ь ■ ^ + с • Нн , а где а=0.027035; Ь=0.10601; с=-0.19446 - эмпирические коэффициенты; Н, а - геометрические параметры струйного гидрораспределителя 0.86076 -

Qт расход через струйную трубку 0.3-10-3 м3 с

2 (Г) относительное смещение струйной трубки: -/ N 2 (0 . , 2 у) = —^, где 2($) - перемещение 2п струйной трубки, м; 2п - смещение трубки из нейтрального положения, м Переменная величина м

Ра® безразмерная величина перепада давления во внешней цепи гидрораспределителя: Ра (г) = а ( ) . , где Ра перепад (Рп - Рс) давления в гидродвигателе, Па; рп -давление питания, Па; рс- давление слива, Па Переменная величина Па

коэффициент восстановления давления

^ рт = 0.88 + 0.1—/ , ^Рт а р где ? - ширина перекрытия (0.3...0.13) мм; ас - диаметр сопла струйной трубки, мм; /тр - длина струйной струбки, мм 0.88046 -

т масса поршня ГЦ 10 кг

С п жесткость механической пружины ГЦ 6.5 ■ 106 Н/м

Ьуп коэффициент вязкого трения поршня ГЦ 0.01 Н-с/м

Окончание таблицы 3.1

Обозначение Наименование Значение Единица измерения

u скорость выгорания заряда твердого топлива Переменная величина м с

и1 коэффициент, зависящий от состава выбранного топлива, температуры его воспламенения 0.01 м с

Рк^) внутрикамерное давление Переменная величина Па

V степенной показатель в законе горения твердого топлива 0.467 —

Рт плотность заряда твердого топлива 1610 кг м3

R газовая постоянная 357 Дж кг • м3

Т к температура продуктов сгорания 2200 К

V св свободный объем камеры сгорания Переменная величина 3 м

поверхность выгорания заряда твердого топлива 59 • 10 "4 м2

^с коэффициент расхода через сопло 0.98 -

к показатель адиабаты 1.27 -

Л(к ) функция от условного показателя расширения 0.6618 -

начальное значение площади критического сечения сопла 2 • 10 "4 м2

Рк,Па

4.я 105-

3:5 к 106

3.x 1Е15-

25 к 106

2.x 105-

_

г-

1/

1 1 1 1 2 г

а

Рк,Па;

+.х 106

3.5 х I»6-

3.x Ю5-

2.5 х 10г-

2.x 19«

1

V Рк(1)

и с

б

Рисунок 3.3 - Изменение внутрикамерного давления при ступенчатом изменении: а - задающего сигнала по напряжению; б - площади критического сечения сопла

Рисунок 3.4 - Изменение скорости выгорания заряда ТТ при ступенчатом изменении и=ОД

Рк,Па

4.x 105

3 j х I«6'

3.x 104

и х 105

2.x 104

I

\

\ /

\

1 V

1 г*

1 /

-н , /

1 А.

1 1

1 1

1

1 у

1 у

1 /

А

\

\

/г

II

V 1

Рисунок 3.5 - Перемещение поршня

гидроцилиндра СГРМ при ступенчатом изменении и=ОД

По результатам моделирования были получены графики переходных процессов в камере сгорания ракетного двигателя с учетом влияния исполнительного механизма и без него, представленные на рисунках 3.3-3.6. При применении СГРМ, как можно увидеть из рисунка 3.6, перестройка на режим с меньшей тягой происходит на 0.3 секунды быстрее, чем при ступенчатом изменении Fкр. По графику

представленному на рисунке 3.5 видно, что перемещение исполнительного механизма СГРМ превышает значение установившегося режима, связано это с тем, что происходит оно не до заданного значения Fкр, а до необходимого

значения давления в камере. Отсюда, и большое значение возникающей динамической ошибки. Вследствие инерционности рулевого привода перемещение центрального тела с помощью струйной гидравлической рулевой машины занимает определенный промежуток времени, в результате чего также происходит запаздывание переходного процесса, которое обязательно

Рисунок 3.6 - Сравнительные характеристики процессов: 1 - с учетом модели исполнительного механизма; 2 - без нее

необходимо учитывать при моделировании внутрикамерных процессов современных РДТТ [17].

Для осуществления возможности многократного гашения и повторного запуска двигательной установки необходимо после впрыска хладагента в камеру и достижения уровня давления ниже значения устойчивого горения, поддерживать давление на заданном уровне, позволив тем самым высушить камеру от остатков хладагента и подготовить заряд к повторному воспламенению.

Осуществить данную проце-

1'К,1Ь