ВЛИЯНИЕ ПРОЦЕССОВ ЗАПОЛНЕНИЯ СМЕСИТЕЛЬНЫХ ГОЛОВОК ГАЗОГЕНЕРАТОРОВ НА ДИНАМИКУ БЕССТАРТЕРНОГО ЗАПУСКА ЖИДКОСТНОГО РАКЕТНОГО ДВИГАТЕЛЯ

Полный текст

Введение. Динамические математические модели ЖРД применяются для теоретического исследования запуска, останова и регулирования ЖРД в процессе разработки, испытаний и эксплуатации двигателя [1-4]. При математическом моделировании ЖРД од- ной из проблем является описание процессов запол- нения газожидкостных объемов в двигателе. Под га- зожидкостными емкостями понимают объемы в узлах и агрегатах двигателя, в которых одновременно мо- жет находиться жидкая и газовая фаза. В общем случае все газожидкостные емкости ус- ловно можно разделить на емкости с отсеченным га- зовым объемом (топливные баки, ресиверы, демпфе- ры и пр.), с вытесняемым газовым или жидкостным объемом (гидравлические магистрали, тракты охлаж- дения камер сгорания (КС) и газогенераторов (ГГ) и пр.) и емкости с двухфазной газожидкостной средой (смесительные головки (СГ) КС и ГГ в периоды их заполнения при запуске и опорожнении при останове двигателя). Среди емкостей с двухфазной газожидкостной средой наибольшие трудности возникают с описани- ем процессов заполнения смесительных головок КС и ГГ [5; 6] при запуске ЖРД. Это связано с тем, что в процессе запуска ЖРД компонент топлива, посту- пающий в СГ, разделяется на два потока, один из ко- торых идет на заполнение СГ, а другой - истекает из СГ, в том числе и под действием скоростного напора. Кроме того, в случае использования низкокипящих компонентов топлива существенное влияние на про- цесс заполнения оказывают процессы нестационарно- го теплообмена. Особенно важно достоверно описать процессы за- полнения и одновременного истечения части компо- нента топлива из смесительных головок в случае применения бесстартерной схемы запуска двигателей, когда запуск ЖРД осуществляется без применения специальных пусковых турбин или пороховых (пневмо и т. п.) стартеров [7; 8; 10]. При бесстартерном запуске избыточная мощность на турбине создается соответствующей организацией рабочих процессов в газогенераторе и камере сгорания с помощью расхо- дов компонентов топлива, реализующихся под дейст- вием перепада давления от входа в двигатель до соот- ветствующего огневого агрегата. Особенности конструкций смесительных голо- вок газогенераторов. В ЖРД в основном используют два типа подвода компонента топлива к смеситель- ным головкам - центральный и боковой (рис. 1). На- пример, в ЖРД РД-120 и РД-170 боковой подвод го- рючего к смесительной головке (направление потока компонента топлива в смесительной головке от пери- ферии к центру) реализован в КС. А в ГГ этих двига- телей боковой подвод к смесительной головке имеет окислитель, а центральный - горючее. При окислительной схеме газогенерации цен- тральный подвод компонента топлива в газогенератор имеет горючее, а боковой - окислитель. При восста- новительной схеме газогенерации, наоборот, в смеси- тельные головки газогенераторов через центральный подвод подается компонент топлива (окислитель), отвечающий за температурные режимы работы газо- генератора, а через боковой - компонент (горючее), отвечающий за массу газа в нем и, соответственно, за расход газа. Общий принцип - избыточный компо- нент подается через боковой вход. Такие схемы под- вода компонентов топлива к смесительным головкам позволяют обеспечить необходимую расходонапря- женность, прочностные свойства конструкции газоге- нераторов, их компактность. В разработке ГГ можно выделить два принципи- ально отличных направления: многозонные системы (рис. 2) и однозонные системы (рис. 3, 4) [9]. Для многозонных систем характерно наличие поясов (поя- са) дополнительного ввода части избыточного компо- нента топлива. а б Рис. 1. Смесительные головки с центральным (а) и боковым (б) подводом компонента топлива Fig. 1. Mixing head with central (а) and side (b) entrance of component a б Рис. 2. Схема (а) и рисунок (б) конструкции окислительного двухзонного газогенерато- ра с центральной подачей горючего (РД-253) (АТ + НДМГ, Km ГГ = 21,5, ТГГ = 780 К, pГГ = 230 атм): 1 - фланец; 2 - форсуночный элемент; 3 - внутреннее днище; 4 - смесительная головка; 5 - рубашка; 6 - боковой фланец; 7 - распылитель; 8 - корпус; I - зона предварительного зажигания; II - зона балластировки Fig. 2. Scheme (a) and design (b) of construction of oxidizer double-zone gasgenerator with central fuel entrance (РД-253) (AT + UDMH, Km GG = 21,5, ТGG = 780 К, pGG = 230 atm): 1 - flange; 2 - jets element; 3 - entire bottom; 4 - mixing head; 5 - jacket; 6 - side flange; 7 - spray device; 8 - body; I - zone of preliminary mixing; II - ballasting zone Рис. 3. Конструкция окислительного однозонного газогенератора с центральной рас- пределенной подачей горючего (РД-120) (О2 + кер, Km ГГ = 53,8, ТГГ = 735 K, pГГ = 314 атм): 1 - наружное днище; 2 - среднее днище; 3 - внутреннее днище; 4 - форкамера; 5 - втулка форсунки; 6 - смесительная головка; 7 - форсунка; 8 - внутренняя стенка ГГ; 9 - наружняя стенка ГГ; 10 - сферическая оболочка [12] Fig. 3. Design of oxidizer one-zone gasgenerator with central entrance of fuel (РД-120) (О2 + RP1, Km GG = 53,8, ТGG = 735 K, pGG = 314 atm): 1 - outer bottom; 2 - middle bottom; 3 - inner bottom; 4 - prechamber; 5 - injector bushing; 6 - mixing head; 7 - injector; 8 - internal wall of GG; 9 - external wall of GG; 10 - spherical body [12] В однозонных конструкциях полный расход ком- понентов поступает в реакционный объем только че- рез смесительную головку. Для первого в мире двигателя (РД-253), выпол- ненного по замкнутой схеме на самовоспламеняю- щихся компонентах топлива АТ + НДМГ, был создан сферический двухзонный газогенератор с распыли- тельным поясом разбавления (рис. 2). В газогенерато- ре успешно была решена проблема обеспечения динамической прочности распылительных элемен- тов, газогенераторы такой конструкции успешно эксплуатируются и в настоящее время в составе РН «Протон-М» [6]. В двигателе РД-120 [11], работающем на компо- нентах «жидкий кислород - керосин», используется однозонный газогенератор (рис. 3). Окислитель пода- ется по двум патрубкам в полость между сферической оболочкой и внутренней стенкой ГГ, а горючее - че- рез центральный подвод в полость, образованную наружным и средним днищами. Смесительная голов- ка представляет собой паяную конструкцию, состоя- щую из наружного, среднего и внутреннего днища 37 двухкомпонентных форсунок. Каждая из форсунок состоит из корпуса и втулки: корпус обеспечивает подачу горючего, а втулка - подвод окислителя во внутреннюю полость форсунки - форкамеру, где и осуществляется горение. Кроме этого, на втулке име- ются межреберные каналы для создания каскада подачи окислителя в огневое пространство газогенера- тора с целью балластировки продуктов сгорания [12]. Защита втулки от перегрева осуществляется за счет протекания жидкого кислорода в пространстве между днищами. Для ЖРД РД-170 был разработан однозонный окислительный газогенератор (рис. 4). Смесительная головка 1 оснащена двухкомпонентными и двухкас- кадными по окислителю форсунками 3, конструкция которых выполнена с зоной горения 9 и зоной балла- стировки 8 газа внутри форсунок. Фактически каждая форсунка образует вместе с каналом толстостенного огневого днища 7, в котором она расположена, инди- видуальный двухзонный газогенератор. В результате обеспечивается равномерность температурного поля по поперечному сечению общего газового потока, формируемого такими форсунками, при высокой рас- ходонапряженности. Горючее подается в форсунки 3 через калиброванные каналы по тангенциальным от- верстиям. Основная часть окислителя из кольцевой полости 4 поступает в полость смесительной головки, а его небольшая часть идет в цилиндрическую по- лость охлаждения 10 ГГ и в дальнейшем смешивается с основным потоком в конце зоны газогенерации. Такая конструкция газогенератора обеспечивает из- менение температуры окислительного газа в широком диапазоне от 190 до 600 °С, что позволяет регулиро- вать тягу двигателя от 40 до 105 % номинала [13]. а б Рис. 4. Схема (а) и рисунок (б) конструкции окислительного однозонного газогенератора с центральной распределенной подачей горючего (РД-170) (О2 + кер, Km ГГ = 54,1, ТГГ = 809 K, pГГ = 527 атм): 1 - смесительная головка; 2 - корпус; 3 - двухкомпонентные форсунки; 4 - коллектор окислителя; 5 - отверстия перепуска; 6 - камера газогенератора; 7 - утолщенное огневое днище; 8 - зона балластировки; 9 - зона горения; 10 - полость охлаждения [12] Fig. 4. Scheme (a) and design (b) of construction of oxidizer one-zone gasgenerator with central entrance of fuel (РД-170) (О2 + RP1, Km GG = 54,1, ТGG = 809 K, pGG = 527 atm): 1 - mixing head; 2 - body; 3 - two-propellant jets; 4 - oxidant collector; 5 - bypass holes; 6 - chamber of gas generator; 7 - thickened fire bottom; 8 - ballasting zone; 9 - combustion zone; 10 - cooling volume [12] Развитие конструкций газогенераторов идет в сле- дующих основных направлениях [1]: - обеспечение устойчивости рабочего процесса на всех режимах работы, включая режимы глубокого дросселирования с широкими диапазонами рабочего процесса по температуре продуктов сгорания, по дав- лению, суммарному расходу, перепаду давления на форсунках; - переход от полостных к направленным ГГ (от двухзонных к однозонным конструкциям): локализа- ция процессов горения в малых, не связных между собой каналах - форкамерах, с последующим разбав- лением продуктов горения вторичным окислителем во внутренней части смесительной головки для купиро- вания колебательных процессов; - обеспечение высокой степени совершенства ра- бочего процесса и приемлемого уровня равномерно- сти температурного поля на выходе из ГГ; - разработка высокорасходных кислород-кероси- новых окислительных ГГ с высоким давлением для схем с дожиганием газа; - организация распределенного смесеобразования путем чередования форсунок с разными характери- стиками по площади смесительной головки. На рис. 5 приведена пневмогидравлическая схема модельного двигателя, для которого разработана ма- тематическая модель с целью исследования его бес- стартерного запуска. Двигатель работает по замкну- тому циклу, с боковым поводом расхода окислителя и центральным подводом горючего к газогенератору, с регенеративным охлаждением КС горючим. Пневмо- гидравлическая схема модельного двигателя анало- гична схеме ЖРД РД-120. Математическая модель двигателя представляет собой детерминированное описание нелинейными дифференциальными и алгебраическими уравне- ниями различных физических процессов, происхо- дящих в двигателе в процессе его бесстартерного запуска [14; 15]. Точное теоретическое решение задачи заполнения с одновременным частичным истечением компонента топлива из смесительных головок весьма затруднено. На практике при математическом моделировании та- ких процессов используют результаты специальных проливок смесительных головок, по результатам которых получают функцию истечения вида mɺ ж вых = f (Vж )× mɺ ж вх . Эта функция устанавливает зависимость расхода компонента топлива на выходе Заполнение смесительных головок без вдува га- за при запуске ЖРД. При математическом моделииз смесительной головки mɺ ж вых от относительной ровании запуска ЖРД на высококипящих компонен- тах топлива описание процессов заполнения СГ осувеличины её заполненного объема V = V V * и расж ж сг хода компонента на входе в смесительную головку ществляется с помощью использования специальных функций истечения [1; 3]. Эти функции разделяют входной поток mɺ ж вх компонента топлива на два потока. Один из них (см. рис. 1) идет на заполнение по- лости СГ ( mɺ ж з ), а второй - истекает из этой полости ( mɺ ж вых ). От достоверности описания этого процесса mɺ ж вх . Здесь Vж - объем жидкого компонента в смесг сительной головке, V * - полный объем СГ. Очевид- но, что 0 £ Vж £ 1 . Использую эту функцию, уравнение заполнения предфорсуночной полости смесительной головки можно записать как (соответственно вида функции истечения) во многом зависит точность моделирования запуска двигателей. Следует особо подчеркнуть важность установления dVж = 1 (mɺ r V dt * ж сг ж вх - mɺ ж вых ). (1) вида этой функции для смесительных головок ГГ с центральным подводом, через который подается не- достающий до стехиометрического соотношения компонент топлива. При окислительной схеме газоге- нерации это - горючее, при восстановительной - окислитель. От характера их поступления и величины расхода этого компонента топлива (недостающего до стехиометрического соотношения) во многом зависят скорости развития процессов горения и поведение температуры газогенераторного газа. При запуске ЖРД особенно важно не допустить Функция истечения mɺ = mɺ ж вых mɺ ж вх = f (Vж ) может иметь различный вид (рис. 6). Практика матема- тического моделирования и результаты специальных проливок СГ показали, что для СГ с центральным подводом компонента топлива наиболее близкие ре- зультаты математического моделирования к натур- ным испытаниям двигателей дает функция истечения типа А, а для СГ с боковым подводом компонента топлива - соответственно типа Б [3]. Используя эту функцию, уравнение (1) можно за- писать в виде появления в ГГ больших температурных всплесков (особенно при окислительной схеме газогенерации), которые могут привести к повреждения соплового аппарата или лопаток турбины. На величину темпера- турных всплесков при запуске ЖРД существенное влияние оказывает в том числе и разброс расхода не- достающего до стехиометрического соотношения компонента топлива, который, в свою очередь, связан с отклонениями давления на входе в двигатель от его номинального значения. dVж = mɺ ж вх (1- mɺ ) . (2) ρ V dt * ж сг Вид функции истечения mɺ = f (Vж ) зависит от многих факторов и в первую очередь от того, как под- водится компонент топлива к смесительной головке. Для решения задачи нахождения вида функции ис- течения ставятся специальные эксперименты на на- турных смесительных головках. Обработка результатов этих экспериментов проводится специальными методами [1; 10]. На рис. 7 представлены различные виды функции истечения горючего из смесительной головки ГГ, принимаемые в расчете, а на рис. 8 - результаты мо- делирования температуры окислительного газа в ГГ при бесстартерном запуске двигателя в зависимости от вида функций истечения. Рис. 5. Основные заполняемые полости (2, 3 и 5) модельного ЖРД: 1 - реакционная полость ГГ; 2 - полость О ГГ; 3 - полость Г ГГ; 4 - газовод «турбина - СГ» КС; 5 - полость Г СГ КС; 6 - реакционная КС Fig. 5. Main filled volumes (2, 3 and 5) of model of LRE: 1 - combustion volume of gasgenerator; 2 - volume of oxidizer in gasgenerator; 3 - volume of fuel in mixing head of gasgenerator; 4 - gas pipe line turbine - mixing head of combustion chamber; 5 - volume of fuel of mixing head of combustion chamber; 6 - combustion chamber Рис. 6. Возможные виды функций истечения mɺ Fig. 6. Functions of expiration mɺ Рис. 7. Расчетные виды функций истечения mɺ Fig. 7. Functions of expiration mɺ for modeling 1.4 Рис. 8. Изменение температуры окислительного газа в газогенераторе в зависимости от вида функции истечения mɺ Fig. 8. The temperature of oxidizing gas in gasgenerator depending on functions of expiration mɺ Результаты математического моделирования пока- зывают, что в зависимости от выбранной функции истечения в окислительном ГГ в процессе запуска двигателя могут происходить большие недопустимые температурные всплески. Следует отметить, что в математической модели температура газа среднемас- совая, а в реальных условиях при запуске двигателя существует большая неравномерность (радиальная) температурного поля. Местные значения температуры могут быть существенно больше, чем расчетное (среднемассовое) её значение, что неизбежно может привести к повреждению соплового аппарата или ло- паток турбины. Поэтому при окислительной схеме газогенерации поведению температуры газа в ГГ в процессе запуска двигателя нужно уделять самое пристальное внимание. Заполнение смесительных головок с вдувом га- за при запуске ЖРД. Опыт экспериментальной отра- ботки многих ЖРД и их математического моделиро- вания показал, что поскольку бесстартерный запуск осуществляется на расходах компонентов топлива, реализующихся под действием перепада давления, а входные давления компонентов топлива имеют оп- ределенный разброс, то и запуск ЖРД происходит с достаточно большим временным разбросом. Кроме эмульгировании существенно возрастают гидравличе- ские потери давления на форсунках. Например, если на номинальном режиме работы двигателя перепад давления на форсунках ГГ составляет ~ 2 МПа при расходе горючего ~ 3,5 кг/с, то при запуске двигателя и отсутствии эмульгирования перепад давления на форсунках должен составить ~ 0,0315 МПа при расходе на самотеке ~ 0,44 кг/с. Проведенные эксперименты показали, что если в СГ подавался только газ, то перепад давления с увеличением его расхода на СГ увеличивался и соответственно состатого, поскольку на форсунках СГ ГГ и КС в начальвил: при mɺ газ вх = 0,0313 кг/с Dрг = 0,0118 МПа, ный период времени реализуется очень маленький перепад давления, то и распыл компонентов топлива при mɺ газ вх = 0,0439 кг/с Dрг = 0,0237 МПа, реализуется крупнодисперсный. А это, в свою очепри mɺ газ вх = 0,0857 кг/с Dрг = 0,098 МПа, редь, не способствует «мягкому» воспламенению и плавному развитию процесса сгорания компонен- тов топлива. Этот большой недостаток в современ- ных ЖРД решается путем эмульгирования компо- нентов топлива. Эмульгирование - это принуди- тельный вдув газа в жидкость. В ЖРД РД-120, РД-170, РД-180 и РД-191 за счет эмульгирования го- рючего, поступающего в ГГ, удалось существенно стабилизировать их запуск. Эмульгирование обеспе- чивает стабильное время прихода горючего в ГГ и его мелкодисперсный распыл, что обеспечивает «мягкое» воспламенение и плавное развитие процесса в ГГ этих двигателей. Эмульгирование горючего в процессе запуска двигателя ведется до определенно- го режима его работы, после чего оно прекращается. При эмульгировании интервал времени между мо- ментами поступления компонента топлива через цен- тральные форсунки и периферийные составляет сотые доли секунды, в то время как без вдува газа это время при mɺ газ вх = 0,1632 кг/с Dрг = 0,276 МПа. При тех же расходах вдуваемого газа и постоянном расходе мо- дельной жидкости на входе в СГ ( mɺ ж вх = 0,44 кг/с) перепад давления на СГ установился, соответственно, равным Dрсм = 0,0473 МПа, Dрсм = 0,0867 МПа, Dрсм = 0,225 МПа, Dрсм = 0,493 МПа, т. е. на двух- фазной смеси перепад давления возрастает. Кроме того, проведенные эксперименты показали, что время выхода на установившийся режим истечения двух- фазной среды из СГ с увеличением расхода вдуваемо- го газа уменьшается. На основе этих экспериментов была разработана математическая модель заполнения СГ с учетом эмульгирования [16]. В основе модели были исполь- зованы корреляционные зависимости Мартинелли для расчета потерь давления: æ 1 ö1 n æ 1 ö1 n оценивается десятыми долями секунды. Одно из кон- структивных решений, направленных на уменьшение ç ÷ + ç ÷ Ф2 Ф2 è Г ø è Ж ø = 1, (3) этого интервала времени, - это уменьшение объема где Ф2 = Dp / Dp ; Ф2 = Dp / Dp ; Dр , Dp и Dр - Г г см ж ж см г ж см предфорсуночной полости ГГ, таким образом умень- шается время пребывания компонента топлива в СГ. Кроме того, уменьшение объема предфорсуночной полости СГ недостающего до стехиометрического соотношения компонента способствует уменьшению импульса последействия двигателя. Следует отметить, что при испытаниях ЖРД в на- клонном или горизонтальном положении, в случае небольших давлений компонентов топлива на входе в потери давления в СГ соответственно при течении только газа, только жидкости и двухфазной смеси. Коэффициент n = 2 для ламинарного течения, n = 2,375-2,5 для турбулентного течения при исполь- зовании коэффициента трения; n = 2,5-3,5 для турбу- лентного течения, рассчитываемого по теории пути перемешивания, и коэффициента объемного газосо- держания: двигатель и отсутствии эмульгирования, при запуске двигателя за счет влияния силы тяжести в смеситель- α = V V * = (1+ X 0,8 )-0,378 , (4) газ ных головках с боковым подводом возможна сущест- венная разновременность появления компонента топ- лива из периферийных форсунок, находящихся на разных уровнях. Это может привести к скоплению компонента в нижних зонах ГГ и последующим не- штатным ситуациям. На рис. 9 показано, как меняется структура распы- ла жидкости на выходе из смесительной головки ГГ в зависимости от величины расхода вдуваемого газа. На рис. 9 расход жидкости одинаков, а расход вдуваемо- го газа разный. Видно, что при увеличении расхода вдуваемого газа структура распыла улучшается. При использовании такого метода подачи компо- нентов топлива в ГГ следует иметь в виду, что при где V и V * - соответственно текущий объем газа в газ СГ и её полный объем; X - параметр Мартинелли [17], показывающий, в какой степени поведение двухфазной смеси ближе к жидкости, чем к газу: Х = . На рис. 10 и 11 приведены результаты расчета па- раметров бесстартерного запуска при разных расхо- дах газа ( µF ) вдуваемого в поток горючего, поступающего в СГ ГГ. Результаты расчетов показывают, что при боль- шом расходе вдуваемого газа (10µF ) приход горючего в ГГ происходит очень интенсивно, соотношение компонентов в диапазоне 0,4-0,8 с уходит в область, близкую к стехиометрическому соотношению, что приводит к всплеску температуры газа. Если вдувается небольшое количество газа ( 0,1µF ), то соотношение компонентов продолжительное время остается большим, что может привести к замедлению запуска двигателя. Оптимальный выбор µF подразумевает отсутствие больших амплитудных всплесков температуры и при этом достаточно интен- сивный выход газогенератора на рабочий режим. Расчетные и экспериментальные исследования по- казали, что эмульгирование горючего, поступающего в ГГ, является мощным стабилизирующим запуск двигателей фактором [18]. а б в Рис. 9. Структура истекающей двухфазной смеси из СГ газогенератора после наступления установившегося режима по давлению в СГ при различных расходах вдуваемого газа: mɺ газ вх = 0,0313 кг/с (а) ; mɺ газ вх = 0,0857 кг/с (б); mɺ газ вх = 0,1632 кг/с и постоянном расходе жидкости в СГ mɺ ж вх = 0,44 кг/с (в) Fig. 9. The structure of expiring two-phases flow from mixing head of gasgenerator in steady-state pressure mode in mixing head at different mass flow of injected gas: mɺ gas in = 0,0313 kg/sec (а); mɺ gas in = 0,0857 kg/sec (b); mɺ gas in = 0,1632 kg/sec with steady state mass flow of liquid mɺ liq in = 0,44 kg/sec (c) 1.4 Рис. 10. Изменение температуры окислительного газа в газогенераторе при запуске двигателя в схеме с вдувом газа в зависимости от количества вдуваемого газа Fig. 10. Calculation temperature of oxidant gas of gasgenerator at the engine start-up depending on injection mass flow of gas 1.4 Рис. 11. Изменение относительного давления в КС при запуске двигателя в схеме с вдувом газа в зависимости от количества вдуваемого газа Fig. 11. Calculation relative pressure of combustion chamber at the engine start- up depending on injection mass flow of gas Заполнение смесительных головок с учетом не- стационарного теплообмена при запуске ЖРД. Ещё более сложная задача при математическом моделиро- вании заполнения смесительных головок двигателей при их запуске возникает в случае использования низкокипящих компонентов топлива. Строгое теоре- тическое решение такой задачи невозможно без про- ведения специальных экспериментов на натурной материальной части. Из известных математических моделей, которые описывают процессы нестационарного теплообмена контакта с поверхностью смесительной головки. При этом за счет крупномасштабной турбулентности (при заполнении смесительной головки) происходит по- стоянный срыв паровой пленки со стенок СГ и её унос в массу парожидкостной смеси. В этом случае помимо прихода испарившейся жидкости за счет того, что ps > pСГ , нужно дополнительно учитывать при- ход пара за счет контакта жидкости со стенками СГ: mɺ п ст = f (mст ,Fст , DT ,Vж ) , при заполнения полостей, следует выделить модель, где mɺ п ст и Fст - соответственно масса и площадь разработанную в ЦИАМе [19], в основе которой ле- жат следующие предпосылки: - заполняемая магистраль рассматривается как двухфазная гидродинамическая система со взаимным преобразованием жидкой и паровой фаз, что опреде- ляется подводом тепла к ним от стенок конструкции и уровнем давления; - процесс заполнения и частичной газификации начинается при давлении, равном атмосферному, и заканчивается при значениях давления, существенно превышающих критическое для данной жидкости; - режим течения двухфазной среды принимается переходящим от стержневого к снарядному и затем снова к стержневому; - прогрев массы жидкости происходит во всем объеме, и реализуется условие ps > pСГ ( pСГ - дав- ление в заполняемом объеме), при котором и проис- ходит основное испарение жидкости, и некоторые другие допущения. В реальных условиях при относительно низких температурах жидкости, когда ps £ pСГ , испарение жидкости в процессе заполнения СГ происходит от её внутренней поверхности стенок смесительной голов- ки; DT - разность температур между стенкой и жид- костью; Vж - объем смесительной головки, заполнен- ный жидкостью [1; 10]. Для получения такой корре- ляционной зависимости нужны данные специальных экспериментов на натурной материальной части и компоненте или его аналоге, например, при использо- вании жидкого азота вместо кислорода. Уменьшению влияния процессов нестационарного теплообмена на стабильность заполнения СГ способствует опять же уменьшение объема предфорсуночной полости СГ. Так, например, при испытаниях ЖРД РД-301, вы- полненного по восстановительной схеме газогенера- ции, на компонентах топлива «фтор-аммиак», с цен- тральным подводом окислителя к СГ ГГ, стабилиза- ция его запуска была достигнута за счет уменьшения объёма СГ окислителя ГГ. Заключение. На сегодняшний день математиче- ское моделирование процессов, происходящих в ЖРД, является одним из главных инструментов, позволяющих заглянуть в будущее разрабатываемого двигателя, исследовать особенности его работы, найти наиболее рациональное решение возникающих при разработке и эксплуатации ЖРД проблем и в итоге существенно сократить материальные затраты. Одним из сложных вопросов математического мо- делирования является, в частности, описание процес- сов заполнения с одновременным истечением части компонента топлива из смесительных головок газоге- нераторов и камер сгорания. Для комплексного реше- ния задач заполнения смесительных головок агрега- тов ЖРД необходимо проведение специально постав- ленных экспериментов и обобщение их результатов. Это, в конечном счете, позволяет существенно уменьшить материальные затраты и сроки разра- ботки ЖРД. Ярким примером такого подхода явилась разра- ботка ЖРД РД-191 [18]. При учете в математической модели нестационарного теплообмена между конст- рукцией газогенератора и низкокипящими компонен- тами топлива требуется проведение специальных экс- периментов на натурной материальной части.

Об авторах

Е. Н. Беляев

Московский авиационный институт (национальный исследовательский университет)

Российская Федерация, 125993, г. Москва, A-80, ГСП-3, Волоколамское шоссе, 4

А. Г. Воробьев

Московский авиационный институт (национальный исследовательский университет)

Email: formula1_av@mail.ru
Российская Федерация, 125993, г. Москва, A-80, ГСП-3, Волоколамское шоссе, 4

Список литературы

Дополнительные файлы