Камера сгорания

Камера сгорания работает на компонентах топлива газообразный водород и жидкий кислород. В качестве смесительного элемента была использована головка кислородно-водородного двигателя.

Для сохранения процессов смесеобразования и сгорания камера сгорания на начальном участке имеет такой же диаметр, как и в двигателе. Затем камера сгорания резко (под углом 60) расширяется до диаметра соплового блока. Такой необычный профиль камеры был выбран для получения минимальной длины и точного определения места срыва газового потока.

Длина цилиндрического участка после срыва потока выбиралась из условия получения равномерных полей температуры и скоростей перед газодинамическим коллектором.

Газодинамический коллектор

Газодинамический коллектор предназначен для организации струи горячего газа перед сопловым блоком. Конструктивная схема показана на рис. 3. Газодинамический коллектор представляет собой неразъемную конструкцию, состоящую из двух бронзовых огневых дисков, дефлектора, стального корпуса с коллекторами и из 37-ми паяных втулок.

Внутренний диаметр втулок равен диаметру газового сопла в тепловыделяющей сборке (ТВС) реактора. Расположение втулок в газодинамическом коллекторе соответствует расположению ТВС в реакторе. Охлаждение газодинамического коллектора осуществляется газообразным водородом.

Рис. 3. Конструктивная схема газодинамического коллектора:

1 – корпус; 2, 3 – огневые диски; 4 – дефлектор; 5 – втулки, 6 – отверстия завесы.

Сопловой блок

Сопловой блок РД0410.04.110 состоит из камеры выравнивания цилиндрической формы и круглого сопла. Конструктивно сопловой блок представляет собой паяно-сварную конструкцию, состоящую из бронзовой оболочки с каналами охлаждения и стальной рубашки с коллекторами.

В местах предполагаемого натекания периферийного ряда струй на стенку соплового блока в охлаждающие каналы установлены термопары для определения местного подогрева охладителя. Сопловой блок охлаждается водой.

Испытания соплового блока в составе экспериментальной установки 8С100 (рис. 4) проводились в НИИхиммаш.

Рис. 4. Общий вид установки 8С100

Было проведено два огневых испытания установки на режиме Р_к=48 кгс/см² и =0,36.

Параметры, полученные в процессе испытаний, приведены в таблице 1.

Места замеров температуры воды в каналах охлаждения соплового блока показаны на рис. 5. На этом же рисунке приведен график подогрева воды в каналах охлаждения, расположенных в одной плоскости с осями периферийных отверстий газодинамического коллектора и в плоскостях между отверстиями газодинамического коллектора.

Из графика видно, что в каналах охлаждения, расположенных в одних плоскостях с осями отверстий газодинамического коллектора, подогрев воды по всей длине соплового блока выше подогрева в каналах, расположенных в плоскостях между отверстиями газодинамического коллектора. Общий подогрев воды в охлаждающем тракте, расположенном в одной плоскости с осью периферийного отверстия, на 25 % выше подогрева воды в тракте, расположенном в плоскости между отверстиями.

В зоне натекания периферийных струй на стенки соплового блока (сечения Y-III, рис. 5) подогрев воды в каналах охлаждения, расположенных в одних плоскостях с осями отверстий газодинамического коллектора, примерно в 2,9 раза выше подогрева воды в каналах охлаждения, расположенных в плоскостях между отверстиями.

Таблица 1

Наименование параметра	Величина
Расход: жидкого кислорода на сгорание в камеру, кг/с газообразного водорода на сгорание в камеру, кг/с газообразного водорода на охлаждение камеры сгорания и газодинамического коллектора, кг/с газообразного водорода на завесу, кг/с воды на охлаждение сопла, кг/с	5,86 1,83 3,01 0,251 17,1
Давление: продуктов сгорания в камере перед газодинамическим коллектором, кгс/см2 жидкого кислорода перед форсунками камеры сгорания, кгс/см2 газообразного водорода перед форсунками, кгс/см2 газообразного водорода, идущего на охлаждение камеры сгорания, кгс/см2 газообразного водорода перед газодинамическим коллектором, кгс/см2 газообразного водорода после охлаждения газодинамического коллектора, кгс/см2 воды на входе в сопловой блок, кгс/см2 воды на выходе из соплового блока, кгс/см2	48 50,8 50 176,0 98,2 80,8 132,0 107,5
Температура: жидкого кислорода перед форсунками камеры сгорания, К газообразного водорода перед форсунками камеры сгорания, К температура газообразного водорода перед газодинамическим коллектором, К газообразного водорода после охлаждения газодинамического коллектора, К газообразного водорода, идущего на охлаждение камеры сгорания, К воды на входе в охлаждаемый тракт соплового блока, К воды в коллекторе на выходе из соплового блока, К воды по тракту охлаждения соплового блока (рис. 5)	93 279,6 326,3 414 279,1 290,5 357,7

Местное увеличение теплоотдачи в зоне натекания струй на стенку объясняется эффектом разрушения пограничного слоя. Места расположения зон с увеличенной теплоотдачей согласуются с результатами холодных продувок газодинамической модели.

Для сравнения расчетных значений с экспериментальными на графике (рис. 5) показана величина подогрева воды в каналах охлаждения, определенная расчетным путем при условии течения в проточной части сопла равномерного газового потока.

Рис. 5. Схема и результаты замеров температуры воды в каналах охлаждения

Как видно из графика, результаты расчета удовлетворительно согласуются с экспериментом. Характер изменения подогрева воды в тракте в зоне сечений Y-III (рис. 5) больше соответствует характеру подогрева воды в каналах охлаждения, расположенных в плоскостях между отверстиями газодинамического коллектора.

На рис. 6 приведено сравнение экспериментальных данных, полученных на натурном сопле при высокой температуре, натурном давлении и составе рабочего тела, близком к натурному, с результатами расчета распределения безразмерного коэффициента теплообмена _л, полученными при испытании тепловой модели в Исследовательском центре им. М.В. Келдыша.

Рис. 6. Значение удельных тепловых потоков и безразмерного коэффициента по длине сопла

В окрестности точки растекания наблюдается завышение коэффициента _л примерно в 1,5 раза, что можно объяснить увеличением числа Рейнольдса и соответствующим увеличением коэффициента теплообмена вследствие турбулентных пульсаций в зоне присоединения струи.

Таким образом, проведенные испытания объектового стендового круглого соплового блока в условиях, близких к натурным, показали, что подогрев воды в каналах охлаждения соплового блока различный. В местах натекания периферийных газовых струй на стенку соплового блока наблюдаются зоны с повышенным уровнем тепловых потоков.

Литература

1. Рубинский В.Р., Хрисанфов С.П. Исследование сопла Лаваля со струйным течением на входе. Воронеж: ВПИ, 1972.

УДК 629.7.036.8-225

Экспериментальные исследования газодинамической модели комбинированного сопла для ЯРД РД0410

Кафарена П.В. – КБХА

Рубинский В.Р. – КБХА, доктор техн. наук

Татарко А.И. – КБХА

Хрисанфов С.П. – КБХА, канд. техн. наук

Представлены результаты исследований по выбору оптимальной геометрии проточной части комбинированного соплового блока и определению газодинамических потерь.

Проведенные исследования показали, что в сопловой части ЯРД РД0410 с гетерогенной схемой реактора реализуется струйное течение газа. Периферийные струи, натекающие из реактора, натекая на внутреннюю стенку сопла, образуют особые зоны, в которых разрушается пограничный слой, и в результате существенно увеличиваются тепловые потоки, что может привести к прогару стенки.

Выполнение соплового блока двигателя комбинированным позволяет устранить теплонапряженные зоны.

В комбинированном сопловом блоке на тепловыделяющие сборки реактора устанавливаются круглые сопла, в которых происходит предварительное расширение водорода, а последующее его дорасширение до расчетного значения осуществляется в общем насадке.

При выполнении двигателя с комбинированным сопловым блоком появляется возможность

– уменьшения длины двигателя;

– установки или замены ТВС с индивидуальными соплами непосредственно в составе двигателя, когда приварен сверхзвуковой насадок, что может значительно упростить сборку и эксплуатацию двигателя в изделии.

С целью выбора оптимального профиля проточной части комбинированного соплового блока и определения уровня потерь удельного импульса тяги была разработана модель проточной части соплового блока двигателя с сохранением заданного соотношения площадей среза и критического сечения.

В качестве рабочего тела использовалось топливо – спирт и воздух, близкое по показателю изоэнтропы расширения к натурному.

Общий вид и конструктивная схема модели представлены на рис. 1, 2.

Модель представляет собой разъемную конструкцию, состоящую из входной части, набора сменных решеток, обтекателя и сверхзвуковых насадков.

Входная часть выполнена с фрезерованными каналами для обеспечения охлаждения.

Сопловая решетка (рис. 3) представляет собой охлаждаемую паяно-сварную конструкцию, состоящую из двух днищ с фланцами, из 37-ми сопел предварительного расширения и насадка с подводными и отводными трубопроводами.

Оси сопел предварительного расширения, являющиеся продолжением осей ТВС, параллельны общей оси соплового блока.

Основные параметры сменных сопловых решеток представлены в таблице 1.

Таблица 1

Основные параметры сменных сопловых решеток

№ пп.	Параметр	Обозначение	Размерность	№ решетки
				030	040	050
1	Количество сопел в решетке			37	37	37
2	Диаметр критического сечения	Dкр	мм	5,92	5,92	5,92
3	Исходный контур			М0=4,589 =1,3	М0=4,195 =1,3	М0=3,987 =1,3
4	Диаметр сопел на выходе	dа	мм	21.3	21,3	21,3
5	Угол наклона контура на выходе	а	град	13,3	8,8	5,35
6	Длина сверхзвуковой части	Lс.ч	мм	21,7	26,5	32,5
7	Расчетная величина потерь удельного импульса: – на рассеяние – на трение при Тw=0,9 – на трение при Тw=0,3 – входные – суммарные при Тw=0,9 – суммарные при Тw=0,3	 тр тр вх  	% % % % % %	1,72 0,33 0.73 0,15 2,2 2,6	0,69 0,42 0,83 0,15 1,26 1,67	0,2 0,71 1,13 0,15 1,06 1,48

Рис. 1. Общий вид модели

Рис. 2. Конструктивная схема модели комбинированного соплового блока:

1 – входная часть; 2 – блок индивидуальных сопел; 3 – обтекатель; 4 – сверхзвуковой насадок.

Рис. 3. Решетка сопловая 040

Рис. 4. Общий вид обтекателя

Профиль сверхзвуковой части решетки 040 выбран из условия обеспечения минимума потерь удельного импульса при заданной относительной площади F_а^с. Решетки 030 и 050 отличаются от решетки 040 длиной сверхзвуковой части и, соответственно, углом наклона контура _а в выходном сечении.

Диаметр выхода сопел предварительного расширения определялся из условия максимального заполнения проточной части сопла и уменьшения донной области на решетке.

На донную область решетки может устанавливаться обтекатель (рис. 4). Поверхность его образована пересечением конических поверхностей с заданным углом раствора. Диаметр сечения конусов на входе в обтекатель равен диаметру среза сопел в решетках.

Сверхзвуковой насадок (рис. 2) представляет собой часть конуса обычного круглого сверхзвукового сопла, выбранного в соответствии с работой (М₀ = 6,988, К = 1,4, первая промежуточная линия тока), обрезанного на длине в том сечении, где угол _а наклона контура к оси и число Маха на выходе близки к соответствующим параметрам натурного сопла.

Испытания проводились в Исследовательском центре им. М.В. Келдыша на дифференциальной газодинамической установке, обеспечивающей измерение разности тяг двух сопел – рабочего и эталонного, при одинаковых условиях перед соплами. Для создания высотных условий весовая система размещена в барокамере, разрежение в которой создается за счет эжектирующей способности истекающих из сопел струй газа и воздушного эжектора. Стенд позволяет производить измерение разности потерь импульса сравнением сопел с точностью до 0,1-0,2 % от величины импульса.

Испытания проводились при давлении рабочего тела перед решеткой Р₀ = (76-93) кгс/см², температуре Т₀ = 600-800 К, давлении в барокамере Р₀ = (0,15-0,25) кгс/см². При этих условиях пограничный слой в соплах решетки турбулентный.

В качестве эталонного сопла использовалось круглое осесимметричное сопло с диаметром выхода D_а = 247 мм, имеющее расчетное значение потерь импульса  = 1,4 %. Поскольку профиль эталонного сопла близок к оптимальному, величина разности потерь импульса модели и эталонного сопла  = _м – _э характеризует степень совершенства профилирования проточной части сопла.

Результаты весовых испытаний приведены в таблице 2.

Таблица 2

Результаты весовых испытаний

№ пп.	Модель	=м-э (%)	м (%)
1	Решетка 040 без обтекателя	2,18	3,58
2	Решетка 030 без обтекателя	1,95	3,35
3	Решетка 030 с обтекателем	1,48	2,88

Результаты дренажных испытаний модели показаны на рис. 5. Пунктирной линией показано распределение давления по длине насадка в плоскости, совпадающей с осью одного из периферийных сопел решетки, а сплошной – в плоскости, проходящей между двумя периферийными соплами.

Результаты, приведенные в таблице 2, показывают, что наибольшие потери импульса (_м = 3,58 %) имеет модель с решеткой 040, в которой установлены сопла предварительного расширения с потерями _ = 1,67 % (таблица 1). Меньшие по величине потери (_м = 3,35 %) реализуются в модели с решеткой 030, хотя в ней установлены сопла предварительного расширения, имеющие более высокий уровень потерь (_ = 2,6 %). Уменьшение потерь вызвано тем, что в соплах решетки 030 угол наклона контура на выходе (_а = 13,3°) близок по величине к начальному углу наклона контура насадка (_вх^н = 15,5°), в то время как в решетке 040 разница в этих углах велика (_а = 8,8°). В связи с этим поток, выходящий из периферийного ряда сопел решетки 030, разворачивается на меньший угол. В результате, как видно из графика 5, в модели с этой решеткой средний уровень давления в насадке больше, чем в модели с решеткой 040 (в основном за счет повышения давления в плоскости вдоль сопел). Отсюда можно сделать вывод, что согласование по углу потока, выходящего из сопел предварительного расширения с углом входа в насадок, является необходимым условием профилирования комбинированного соплового блока. Дальнейшее снижение потерь импульса можно получить, если согласование потока на выходе из решетки с потоком в насадке проводить также по распределению скоростей в поперечном сечении.

Наименьшие потери были получены в модели с решеткой сопел 030, на которую был установлен обтекатель (_м = 2,88 %). Как видно из графика (рис. 5), установка обтекателя приводит к значительному выравниванию поля давлений в поперечном сечении насадка, однако заметного повышения среднего уровня давления на поверхности насадка не происходит. Вероятно, уменьшение потерь вызвано в основном увеличением давления на поверхности обтекателя (по сравнению с давлением на днище решетки при испытании без обтекателя). Необходимо отметить, что использованный при испытаниях обтекатель с полууглом раскрытия конической поверхности 8,5° не является оптимальным для решетки 030, в которой угол наклона контуров сопел на выходе равен _а = 13,3°. Кроме того, периферийный ряд сопел имел направляющие поверхности в обтекателе только с внутренней стороны (рис. 4). Поэтому уменьшение потерь импульса на 0,5 % за счет установки обтекателя не является для данной модели предельным.

вдоль сопел

между сопел

в эталонном сопле

Рис. 5. Распределение давлений по длине сверхзвукового насадка

Обобщая результаты испытаний, можно сделать следующие выводы:

1. Исследование газодинамической модели реактора с комбинированным сопловым блоком показало, что потери в проточной части сопла двигателя РД0410 без обтекателя составляют 3,35 %, что на 1,95 % превышает потери в круглом сопловом блоке.

2. При установке в проточной полости обтекателя величина потерь импульса уменьшается до 2,88 %.

3. Потери в проточной части сопла двигателя могут быть уменьшены за счет

– согласования распределения скоростей (по углу и величине) на выходе из индивидуальных сопел ТВС с распределением скоростей в сечении осесимметричного круглого сопла, соответствующего сечению входа в сверхзвуковой насадок;

– установки в проточной части обтекателя, заполняющего всю донную область между индивидуальными соплами ТВС, включая и периферийную область, примыкающую к сверхзвуковому насадку.

Литература

1. С.П. Хрисанфов. Исследование сопла Лаваля со струйным течением на входе. Воронеж: ВПИ, 1972.

УДК 629.7.036.54-63: 662.61

КАМЕРА СГОРАНИЯ, РАБОТАЮЩАЯ НА ОКИСЛИТЕЛЬНОМ ГЕНЕРАТОРНОМ ГАЗЕ И ГАЗИФИЦИРОВАННОМ СПГ, ДВИГАТЕЛЯ-ДЕМОНСТРАТОРА РД0162Д

Гуменный А.В. – КБХА

Ефимочкин А.Ф. – КБХА, доктор техн. наук

Кафарена П.В. – КБХА

Рубинский В.Р. – КБХА, доктор техн. наук

Федоров С.А. – КБХА

Хрисанфов С.П. – КБХА, канд. техн. наук

Рассмотрены вопросы по обеспечению работоспособности камеры сгорания, работающей по схеме «газ – газ», с завесным охлаждением.

В соответствии с Федеральной космической программой в ОАО КБХА ведутся работы по созданию двигателя-демонстратора для подтверждения новых конструкторских решений, которые заложены в ДУ многоразового космического носителя на компонентах топлива жидкий кислород – сжиженный природный газ.

С целью снижения материальных затрат и сокращения сроков создания двигателя-демонстратора рассматривались различные варианты использования разработанных ранее камер сгорания. Сложность выбора камеры сгорания заключалась в необходимости обеспечения:

– высокой полноты сгорания компонентов топлива (по схеме «газ – газ»);

– газификации СПГ в тракте охлаждения до расчетного значения ~ 420-450 К;

– размерности тяги на уровне 3-10 тс.

В результате проведенного анализа для двигателя-демонстратора выбраны две камеры сгорания четырехкамерного кислородно-керосинового двигателя третьей ступени РД0124 тягой 30 тс.

При использовании этой камеры для демонстратора проведены следующие доработки:

– разработана новая смесительная головка, работающая по схеме «газ – газ» на окислительном генераторном газе и газифицированном СПГ;

– химическое зажигание компонентов топлива заменено на электроплазменное с расположением газовода запального устройства в центре головки;

– изменена схема охлаждения камеры сгорания;

– на внутреннее охлаждение камеры сгорания (трех поясов завес) используется жидкий СПГ после насоса;

– камера выполнена с укороченной сверхзвуковой частью сопла и цилиндрическим насадком.

Основные технические характеристики камеры для двигателя-демонстратора представлены в таблице.

Тяга камеры на Земле, тс	2,9
Расход топлива, кг/с: окислителя, кг/с горючего, кг/с	12,86 10 2,86
Соотношение компонентов в камере	3,5
Давление в камере, кгс/см2	100
Расходный комплекс, кгс·с/кг	182
Расход горючего: -на охлаждение камеры сгорании, кг/с -охлаждение сопла, кг/с -завесу, кг/с	1,76 0,6 0,36
Температура горючего на входе в охлаждающий тракт, К	135
Подогрев горючего в тракте охлаждения, К	~ 300
Диаметр критического сечения, мм	55,55
Диаметр цилиндрического насадка на выходе, мм	480
Время пребывания продуктов сгорания в камере сгорания, мс	1,45

Общий вид камеры для двигателя-демонстратора РД0162Д показан на рис. 1.

Камера состоит из следующих основных блоков:

– смесительной головки;

– камеры;

– сопла нижнего;

– насадка цилиндрического.

Блок смесительной головки паяной конструкции содержит 60 двухкомпонентных соосно-струйных форсунок и центральную втулку для расположения газовода запального устройства.

Двухкомпонентные соосно-струйные форсунки состоят из центрального канала для поступления кислого генераторного газа в камеру сгорания и расположенного вокруг него концентрического канала для протока газифицированного СПГ (метана).

Скорость генераторного газа и метана на выходе из форсунки соответственно 129 м/с и 36,9 м/с.

Величина утопания торца центрального канала относительно выходного сечения форсунки - 5 мм.

Величина режимно-геометрического параметра = 0,226.

Как показали результаты исследований, при времени пребывания продуктов сгорания в камере ~ 1,4-1,5 мс и выполнении указанных выше условий в камере сгорания обеспечивается высокая полнота сгорания компонентов топлива.

Конструкция блока камеры не изменяется. Внутренний диаметр цилиндра 110 мм, диаметр критического сечения 54,55 мм. Межрубашечный тракт охлаждается СПГ с температурой на входе 135 К. Кольца завесы имеют автономный подвод жидкого метана. Обеспечение расчетного расхода жидкого СПГ на внутреннее охлаждение 0,36 кг/с, и распределение его по кольцам завесы осуществляется установкой жиклеров на входе в кольца завесы. Расходы по кольцам: 1-е кольцо – 0,128 кг/с, 2-е – 0,118 кг/с и 3-е – 0,115 кг/с.

Конструкция блока сопла нижнего и цилиндрического насадка осталась без изменения.

Изменена схема охлаждения. Вместо одного потока сопло охлаждается двумя потоками СПГ. Основная часть СПГ (1,76 кг/с) поступает на охлаждение критического сечения и блока камеры, а 0,6 кг/с – на охлаждение оставшейся части сопла и цилиндрического насадка.

Рис. 1. Общий вид камеры двигателя-демонстратора РД0162Д

В известных конструкциях камер, работающих на компонентах топлива O₂ – H₂ и O₂ – СПГ, кроме регенеративного охлаждения выполняется внутреннее охлаждение за счет организации от головки пристеночного слоя с пониженным соотношением компонентов топлива.

Использование криогенного СПГ для завесного охлаждения (из-за использования существующей матчасти) может внести определенные трудности в обеспечение надежной работы колец завесы и, как следствие, надежной работы камеры. Поэтому были проведены расчетные оценки по определению фазового состояния СПГ на основном режиме и режиме запуска.

При определении фазового состояния на режиме в соответствии с ПГС двигателя учитывались величины подогрева в насосе (~ 15 К) за счет дросселирования (~ 10 К) и в кольцах завесы (~ 9 К). При температуре СПГ на входе в двигатель 115 К температура СПГ на входе в камеру сгорания составит ~ 149 К, что ниже критической температуры и гарантирует надежную работу колец завесы.

При запуске двигателя в кольца завесы камеры сгорания будет поступать СПГ в газообразном состоянии, что без реализации специальных мероприятий может привести к прогару внутренней стенки камеры.

Поэтому для обеспечения надежной работы камеры на запуске был рассмотрен ряд мероприятий по захолаживанию магистралей двигателя и колец завесы камеры сгорания.

В соответствии с ПГС двигателя предусмотрено захолаживание магистрали от насоса СПГ до клапана подачи горючего в пояса завесы.

Организация захолаживания трубопроводов колец завесы с помощью специальных наружных кожухов значительно усложняет конструкцию и может привести к образованию твердых криосадков (воды, углекислоты) в расходных магистралях за счет эффекта «криогенного насоса» и к уменьшению проходных сечений, вплоть до полного перекрытия отверстий диаметром 0,75 мм поясов завесы.

При незахоложенных поясах завесы на момент открытия клапана подачи СПГ в пояса завесы (на режиме запуска) давление за насосом составляет = 171 кгс/см², температура СПГ = 124 К при давлении в камере = 16 кгс/см². После подключения камеры, которое происходит в течение 0,1-0,15 с, давление в камере возрастает до 67 кгс/см² (режим ПСТ). При этом уже исключается кипение СПГ в поясах завесы (для СПГ критическое давление 47,3 кгс/см²). Поэтому после подключения камеры обеспечивается завесное охлаждение (СПГ находится в однофазном состоянии). Средний расход на завесу при подключении камеры составляет ~ 0,36 кг/с, что обеспечивает заполнение трубок за клапаном с поясами завесы в течение ~ 0,08 с (объем за клапаном составляет ~ 70 см³).

Работоспособность системы охлаждения камеры до формирования завесного охлаждения обеспечивается за счет тепловой инерции стенки камеры. Расчеты теплового состояния стенки камеры при срыве слоя газовой завесы в критическом сечении показали, что стенка камеры выходит на стационарной тепловой режим за ~ 0,2 с, и за время = 0,1 с температуры стенок камеры достигают 70 % от величины температур на стационарном тепловом режиме (рис. 2). При этом температуры стенок камеры даже на стационарном тепловом режиме не превышают предельных температур = 970 К и = 1300 К. Таким образом, время достижения стенками камеры критических значений температуры с учетом времени подключения камеры больше времени заполнения трубопроводов подвода СПГ к кольцам завесы, и работоспособность систем охлаждения камеры обеспечивается без захолаживания поясов завесы перед подключением камеры двигателя-демонстратора РД0162Д.

Рис. 2. Тепловое состояние стенки камеры при срыве слоя газовой завесы в критическом сечении

Литература

1. Кузин А.И. Обоснование выбора компонентов ракетного топлива для двигательных установок первой ступени многоразовой ракетно-космической системы. Авиакосмическая техника и технология, № 1, 2010.

УДК 629.7. 036.22

Использование технологии пульсирующего горения в разработках КБХА

Ефимочкин А.Ф. – КБХА, доктор техн. наук

Голубятник В.В. – КБХА, канд. техн. наук

Манулиц Э.Г. – КБХА, канд. техн. наук

Рассмотрены результаты работы ОАО КБХА по камерам пульсирующего горения и их применение в технике.

Большая заинтересованность в пульсирующих камерах сгорания (ПКС) объясняется тем, что термический коэффициент полезного действия (КПД) в них в зависимости от условий реализации термодинамического цикла может значительно превышать КПД, реализуемый при процессах горения с постоянным давлением (цикл Брайтона) (рис. 1).

Тепловая машина, реализующая пульсирующий рабочий цикл (V = const), отличается предельной конструктивной простотой (возможно отсутствие компрессора с турбиной или поршневой группы) и является наиболее привлекательной для практического использования.

Особенно выгодными становятся устройства, в которых реализуется детонационное горение, позволяющее максимально приблизить реальный цикл к теоретическому при полном отсутствии специальных регулирующих устройств на выходе камеры сгорания (например, для применения устройств в качестве реактивного двигателя).

Рис. 1. Сравнение термодинамических циклов (компоненты топлива: водород-кислород)

При этом в режиме пульсирующего горения полнота сгорания максимальна, и обеспечивается наибольшее выделение тепловой энергии топлива без образования продуктов неполного горения (типа СО, NО, NО_х и др.) [1]. Это характерно также для детонационного сгорания топливной смеси благодаря очень высоким скоростям горения (детонации) (от 1500 до 2000 м/с – углеводородное топливо с воздухом) [1].

Поэтому пульсирующие камеры при одинаковой мощности потребляют меньше топлива, чем другие агрегаты преобразования тепловой энергии. Ожидаемая эффективность с точки зрения экономии топлива составляет 30-50 %.

Основными преимуществами пульсирующих камер сгорания являются:

- высокие энергетические характеристики;

- простота конструкции и, соответственно, высокая надежность;

- возможность применения низкосортного горючего.

К недостаткам ПКС следует отнести наличие вибраций и аэродинамический шум при относительно низких частотах пульсации. Вибрации могут привести к нарушению конструкции, на которой установлена пульсирующая камера сгорания, а аэродинамический шум отрицательно влияет на здоровье обслуживающего персонала.

В технике наиболее известна схема пульсирующего агрегата без предварительного сжатия воздуха (рис. 2). Воздух всасывается через клапанную решетку (или аэродинамический клапан), установленную на входе в трубу, вследствие возникающего в резонансной трубе «разряжения» в конце фазы выхлопа.

Рис. 2. Схема пульсирующей камеры сгорания с резонансной трубой

При каждом заполнении камеры воздухом в нее подается топливо (принудительно или самовсасыванием) для образования топливно-воздушной смеси заданного состава. Сжатие рабочего тела осуществляется вследствие сгорания топлива. Исключительная простота и ожидаемая низкая стоимость таких систем особенно привлекают специалистов, хотя нужно отметить, что отсутствие предварительного сжатия воздуха не позволяет реализовать предельно высокие удельные параметры, а низкие частоты пульсации вызывают повышение уровня шума.

Типовая картина пульсации давления в зависимости от времени протекания процессов в камере сгорания и в середине резонансной трубы показана на рис. 3.

Рис. 3. Пульсации давления в камере сгорания и резонансной трубе

Варианты конструктивного выполнения воздушных клапанов для пульсирующих камер сгорания весьма разнообразны. Это может быть вращающийся диск с отверстием, поочередно открывающий и закрывающий доступ воздуха в зону горения, либо пружинные или аэродинамические (без механических подвижных элементов) клапаны.

Подробнее классификация камер пульсирующего горения с различными клапанами приведена на рис. 4.

Рис. 4. Классификация пульсирующих камер сгорания в зависимости от конструкции клапана

Специалистами Конструкторского бюро химавтоматики (г. Воронеж) были разработаны и испытаны модельные камеры пульсирующего горения с различными воздушными клапанами.

В процессе исследовательских работ [1]-[2] использовалась пульсирующая камера сгорания с клапаном, выполненным в виде вращающейся решетки.

Установка представляет собой агрегат, в котором в головке камеры сгорания установлены две сопрягаемые между собой решетки. Одна – неподвижная, другая приводится в движение электродвигателем. Вращающаяся решетка периодически закрывает и открывает отверстия в неподвижной решетке, создавая пульсирующий режим подачи воздуха в камеру сгорания. При совпадении частоты перекрытия воздушных окон с собственной частотой газодинамического тракта поддерживается устойчивый автоколебательный режим работы агрегата.

Следующим вариантом ПКС является прямоточная пульсирующая камера сгорания с механическим клапаном (рис. 5). В ОАО КБХА была разработана модель для проведения огневых испытаний.

Рис. 5. Камера пульсирующего горения с лепестковым металлическим клапаном

Корпуса камеры сгорания и резонансной трубы выполнены из стали, а корпус лепесткового обратного клапана изготовлен из алюминиевого сплава. Диффузор спаен из стальной фольги.

Испытания пульсирующей камеры сгорания продемонстрировали её хорошую работоспособность, простоту конструкции и эксплуатации, но лепестковый обратный клапан, входящий в состав установки, имеет малый ресурс работы (30-60 с).

К тому же при работе агрегата (рис. 5) возбуждается звуковая частота значительной мощности.

Еще одним вариантом ПКС является вихревая камера пульсирующего горения с аэродинамическим клапаном, принцип работы которой заключается в воздействии акустического поля звуковых волн, возбуждаемых движущейся газовой средой самого устройства, на зону горения топлива. В камерах пульсирующего типа с аэродинамическим клапаном полностью отсутствуют подвижные механические элементы, и по этой причине они практически безотказны в работе.

Основными элементами камеры пульсирующего типа являются

- непосредственно камера сгорания, в которой происходит сжигание топливной смеси;

- резонансная труба для выхода продуктов сгорания из КС и возбуждения акустических колебаний;

- аэродинамический клапан, благодаря которому в зону горения поступает необходимое количество воздуха и создается запирающийся эффект.

Подача и распыление топлива в камере сгорания обеспечиваются центробежной форсункой. Для первоначального воспламенения топливно-воздушной смеси используется свеча зажигания.

При запуске камера пульсирующего горения вихревого типа из состояния покоя после воспламенения топливно-воздушной смеси с помощью внешнего импульса пускового воздуха переводится в пульсирующий (автоколебательный) режим. Параметрами, определяющими процесс самовозбуждения, является геометрические размеры конструктивных элементов камеры пульсирующего горения вихревого типа и расходные характеристики по топливу и пусковому воздуху.

Однако такая пульсирующая камера, имея превосходство по надежности, по удельному импульсу, значительно уступает ПКС с механическим клапаном.

По результатам проведенных проектно-конструкторских работ [1] и испытаний [2] в качестве оптимальной схемы была признана пульсирующая камера сгорания с форкамерой и механическим неметаллическим мембранным клапаном.

Данная конструкция состоит:

• из мембранного механического неметаллического клапана (материал – полихлорвинил);

• смесительной форкамеры, ось которой перпендикулярна оси камеры сгорания;

• цилиндрической камеры сгорания с резонансной трубой;

• системы электрического зажигания;

• обратных клапанов по линии подачи горючего.

Форкамера представляет собой трубу с расположенными на боковой поверхности свечой зажигания и форсункой впрыска топлива с регулирующим устройством.

Испытания модельной камеры продемонстрировали ее высокую работоспособность, простоту конструкции и эксплуатации.

Проведенные экспериментальные исследования позволили установить и оптимизировать безразмерные конструктивные соотношения, которые по результатам работ были уточнены и использованы в дальнейших научно-исследовательских работах.

Практическое применение аппаратов пульсирующего горения весьма разнообразно и может затрагивать все сферы народного хозяйства. Для примера приведем некоторые из указанных аппаратов.

Наибольшее распространение ПКС получили в аэрозольных генераторах.

Отметим несомненные преимущества ПКС при использовании в аэрозольном генераторе:

• акустические колебания, возникающие в пульсирующей камере сгорания, способствуют образованию атмосферных ядер конденсации, что приводит к интенсивному образованию аэрозоля;

• за счет акустического воздействия на поток рабочей жидкости, поступающей в резонансную трубу, достигается механическое распыление, что, в свою очередь, ведет к чрезвычайно быстрому ее испарению;

• из-за особенностей температурного поля по длине резонансной трубы данный генератор совмещает функции устройств нагрева и охлаждения.

С участием авторов был разработан аэрозольный генератор (рис. 6), предназначенный для постановки дымовых завес.

Рис. 6. Пульсирующая аэрозольная установка с впрыском реагента в газовый поток резонансной трубы

Для нужд хозяйствующих субъектов был разработан источник горячего газа. За основу взята вихревая камера пульсирующего горения с аэродинамическим клапаном. Основные параметры генератора: расход дизельного топлива – 3,25 г/с, расход горячего воздуха, вырабатываемого генератором, – 4156 м³/ч, температура подогреваемого воздуха 150-220 ^оС, скорость газа на выходе – 215 м/с, тепловая мощность – 133 кВт [2].

Авторами статьи был создан малогабаритный аэрозольный генератор, предназначенный для распыления различных химических веществ (рис. 7). Основой аппарата является камера пульсирующего горения с мембранным клапаном.

Установка аэрозольного генератора с камерой пульсирующего горения предназначена для народнохозяйственных нужд, включающих:

- распыление фенольных составов для дезинфекции помещений;

- опрыскивание ядохимикатами сельскохозяйственных культур.

Н а основе данного генератора возможны модификации аппарата, применяемые в качестве сушильного агрегата, дымозащиты от весенних заморозков растений в садах и огородах, гаражного отопителя, снегоочистителя, огнетушителя или высокотемпературной горелки.

Рис. 7. Пуск аэрозольного облака с помощью малогабаритного переносного генератора

Время работы при распылении дезинфекционных веществ составляет 20 мин при расходе компонента 0,004 кг/с. Расход бензина составляет всего 0,00035 кг/с. Масса модельной установки не более 7 кг. Аппарат выполнен в мобильном варианте и предназначен для обслуживания одним оператором. По характеристикам он не уступает лучшим зарубежным образцам (типа «Пульсфог» и др.).

Применение пульсирующей камеры сгорания возможно и для получения влажного или перегретого пара, который, в свою очередь, может быть использован в различных энергообразующих системах: турбинах электрогенераторов, обогревательных системах и т. п. (рис. 8). Авторами в 1999 году был создан испаритель с вихревой пульсирующей камерой сгорания с аэродинамическим клапаном.

Рис. 8. Получение перегретого пара на выходе из испарителя, установленного в модельной вихревой камере пульсирующего горения с аэродинамическим клапаном

Использование камер пульсирующего горения возможно и в аэрокосмическом двигателестроении, например в создании ЖРД, работающего по пульсирующему циклу [3].

Литература

1. Ефимочкин А.Ф., Манулиц Э.Г., Голубятник В.В. Пульсирующие камеры сгорания – основа простых энергосберегающих технологий. Воронеж, 2005.

2. Ефимочкин А.Ф., Козачек В.Ф., Манулиц Э.Г., Голубятник В.В. Оценка воспламеняемости дымового облака на основе нефтепродуктов, получаемого в аэрозольном генераторе с пульсирующей камерой сгорания. М.: МВТУ им. Н.Э. Баумана, 2005.

3. Патент на полезную модель. 43315. Пульсирующий детонационный ракетный двигатель с принудительной системой подачи топлива. Ефимочкин А.Ф., Голубятник В.В. М.: Изобретения. Полезные модели. № 22, 2004.

УДК 629.784.036.54-63

Разработка паяно-фрезерованного сопла для двигателя SSME

Космачева В.П.– КБХА, канд. техн. наук

Орлов В.А.– КБХА, канд. техн. наук

Рачук В.С.– КБХА, доктор техн. наук

Рубинский В.Р. – КБХА, доктор техн. наук

Рудис М.А.– КБХА, канд. техн. наук

Хрисанфов С.П.– КБХА, канд. техн. наук

Рассмотрена возможность создания паяно-фрезерованного сопла для двигателя SSME.

На двигателе SSME используется сверхзвуковое сопло, выполненное по традиционной американской технологии из трубок. Сопло состоит из 1086 профилированных трубок прямоугольного сечения. Трубки изготовлены из сплава А-286 толщиной 0,3 мм. Трубки соединяются между собой и с наружной стенкой с помощью пайки. Заделка трубок во входной и выходной коллекторы осуществляется с помощью пайки. Диаметр среза сопла 2302,9 мм. Разъемное соединение блока камеры с соплом выполняется на диаметре 592,43 мм.

При эксплуатации данного сопла систематически появляются дефекты в виде сквозных трещин трубок со стороны горячих газов. После каждого полета системы Спейс Шаттл проводится большой объем послепусковых проверок состояния сопла и зачастую выполняется подварка трещин на трубках или замена участка сопла приваркой аналогичного участка.

Приведенные выше замечания и их устранение удлиняют цикл послепусковых работ на двигателе SSME и удорожают его.

Основная причина появления сквозных трещин в трубках связана с недостаточной жесткостью трубчатого сопла при его работе в плотных слоях атмосферы из-за значительных нагрузок, обусловленных отрывом потока газа в сопле.

Кроме того, изготовление трубчатых сверхзвуковых сопл очень дорого. Одно сопло стоит 5-6 млн. долларов США.

Американских специалистов заинтересовала конструкция и технология паяно-фрезерованных сопел, разработанные в КБХА в начале 60-х годов прошлого века и используемые в последнее время практически во всех отечественных ЖРД. Конструкция имеет большую жесткость по сравнению с трубчатым соплом в условиях работы двигателя SSME и более высокую надежность. Наиболее близким по параметрам и геометрии к соплу двигателя SSME является сопло двигателя РД0120, разработанное КБХА. При отработке и эксплуатации двигателя РД0120 замечаний по сверхзвуковому соплу не было.

В 1996 – 1998 гг. КБХА по контракту с американской фирмой Аэроджет (при активном участии фирмы Рокетдайн – разработчик двигателя SSME) выполнило разработку конструкции паяно-фрезерованного сопла для двигателя SSME (проведены расчетные работы, выпущен комплект конструкторской документации), которое по своим характеристикам и надежности превосходит существующее американское трубчатое сопло и не требует длительного межпускового контроля и доработок.

В техническом задании на разработку сопла были оговорены условия по обеспечению: интерфейсов, массовых и инерционных характеристик, величин гидравлических сопротивлений, компоновочных решений (расположение различных кронштейнов и дренажных трубопроводов, наличие смесителя для смешения горячего и холодного водорода и др.), многоразовости использования и высокой надежности.

В соответствии с техническим заданием фирмы Аэроджет, КБХА разработана полная сборка паяно-фрезерованного сопла для двигателя SSME.

В состав полной сборки сопла входят:

– паяно-фрезерованное сопло;

– диффузор и обводная линия с настроечной шайбой;

– трубопроводы подвода водорода на охлаждение сопла;

– коллектор-смеситель в форме улитки;

– дренажные и продувочные магистрали;

– кольца теплового экрана и тепловая защита труб.

Общий вид полной сборки сопла показан на рис. 1.

Рис. 1. Общий вид сопла:

1 – паяно-фрезерованное сопло; 2 – диффузор; 3 – коллектор-смеситель; 4 – дренажные и продувочные магистрали; 5 – кольцо теплового экрана; 6 – трубопроводы подвода водорода на охлаждение сопла.

В соответствии с пневмогидравлической схемой двигателя весь расход водорода, идущий на охлаждение, поступает в диффузор (рис. 2). В диффузоре водород распределяется на четыре части:

– 20,865 кг/с по трем трубам 42x1,6 мм поступает в коллектор на охлаждение сопла;

– 32,659 кг/с по трубе 65x2,2 мм поступает в коллектор-смеситель;

– 13,154 кг/с по трубе 50x1,8 мм поступает на охлаждение камеры сгорания;

– 1,361 кг/с по трубе 20x0,9 мм поступает в запальник.

Рис. 2. Диффузор

Была проведена успешная защита проекта паяно-фрезерованного сопла в центре Маршалла (НАСА).

Паяно-фрезерованное сопло должно изготавливаться (исходя из производственных возможностей Воронежского механического завода) из трех частей, соединенных между собой с помощью сварки:

– блока сопла верхнего (с 592,43 мм до 1095 мм);

– блока сопла среднего (с 1095 мм до 2000 мм);

– блока сопла нижнего (с 2000 мм до 2302,9 мм).

Для обеспечения устойчивости сопла двигателя SSME при работе в земных условиях на наружной поверхности выполнено восемь бандажей жесткости: три на блоке сопла нижнего и пять на блоке сопла среднего. Бандажи жесткости имеют прямоугольную форму и привариваются к платикам, которые припаиваются к наружной стенке сопла (рис. 3) одновременно с пайкой наружной и внутренней стенок. Эта конструкция крепления бандажей жесткости к соплу была реализована и хорошо себя зарекомендовала при использовании двигателя РД0120.

Блок сопла верхнего состоит из фрезерованной внутренней стенки из материала БрХЦрТ и наружной стенки из сплава ЭП750. На наружной стенке имеется коллектор-смеситель. Для улучшения массовых характеристик коллектор-смеситель совмещает функции выходного коллектора сопла и смесителя. Для обеспечения места под контроллер коллектор-смеситель выполнен в форме улитки диаметром 74 мм в минимальном сечении.

Рис. 3. Бандаж жесткости

Подвод холодного водорода из диффузора в коллектор-смеситель осуществляется по обводной линии. Соединение обводной линии с коллектором-смесителем смещено на 24° относительно минимального сечения коллектора-смесителя (для обеспечения места под контроллер). В диффузоре для обеспечения расчетного расхода водорода в обводную магистраль устанавливается дроссельная шайба. В конструкции диффузора предусмотрена возможность замены, при необходимости, дроссельной шайбы. После смешения в коллекторе-смесителе холодного водорода с подогретым водородом, поступающим из тракта охлаждения, весь водород собирается в выходном патрубке 105 мм.

Блоки сопла среднего и нижнего состоят из фрезерованных внутренних стенок и наружных стенок, выполненных из сплава ЭП750. На наружной стенке блока сопла нижнего у малого диаметра выполнен входной коллектор, в который по трем трубопроводам из диффузора поступает водород на охлаждение сопла.

Многоразовость испытаний сопла потребовала определенного подхода к выбору материалов. Следует отметить, что Россия не имела опыта по применению конструкционных материалов для ЖРД многоразового использования, работающих в водородной среде. В связи с этим КБХА было вынуждено провести целый комплекс исследований образцов, выполненных из различных материалов, образцов сварных и паяных соединений в водородной среде при многоразовом нагружении. Проведенные исследования показали, что при многоразовом воздействии рабочих нагрузок в водородной среде механические свойства исследованных материалов могут снижаться на 7 – 10 %.

Для повышения надежности в конструкции паяно-фрезерованного сопла сведено к минимуму и существенно уменьшено по сравнению с трубчатым соплом количество деталей, сборочных единиц и сварных швов.

По результатам проектирования, теплового и прочностного расчетов масса полной сборки паяно-фрезерованного сопла составила 648 кг.

Проведены расчетные оценки газодинамических потерь в трубчатом и паяно-фрезерованном соплах, влияющих на удельный импульс тяги. Замена трубчатого сопла на паяно-фрезерованное позволит увеличить удельный импульс тяги в пустоте и у Земли. Основным фактором, позволяющим получить указанный эффект, является уменьшение потерь удельного импульса тяги на трение в сопле, так как боковая поверхность трубчатого сопла со стороны продуктов сгорания больше в среднем приблизительно в 1,3 раза, чем паяно-фрезерованного (рис. 4). Уменьшение боковой поверхности со стороны продуктов сгорания по расчетным оценкам позволит увеличить удельный импульс тяги  на 1,1 с.

Рис. 4. Схема каналов паяно-фрезерованного и трубчатого сопл

Другим фактором, влияющим в трубчатом сопле на снижение удельного импульса тяги, является расположение коллектора подвода водорода непосредственно в выходном сечении сопла. Коллектор на срезе паяно-фрезерованного сопла отсутствует, а бандаж жесткости удален от среза на 25 мм.

При создании двигателя РД0120 во время испытаний в земных условиях проводились измерения давления по торцу сопла. В результате измерений установлено, что оно изменяется от величины давления у стенки сопла со стороны продуктов сгорания до давления окружающей среды.

Наличие крупноразмерного коллектора в выходном сечении трубчатого сопла приводит к снижению тяги. В сопле, где бандаж жесткости удален от среза, пониженное давление действует только на торец сопла. По расчетным оценкам наличие коллектора на срезе сопла (трубчатая конструкция) приводит к снижению удельного импульса тяги на Земле на 1,71 с и в пустоте на 1,1 с из-за воздействия пониженного давления на торцевую часть сопла.

В результате проведенных тепловых, гидравлических, прочностных расчетов и конструкторских проработок можно сделать следующие выводы:

1. По сравнению с применяемым на двигателе SSME трубчатым соплом паяно-фрезерованное сопло позволяет при той же массе и тех же инерционных характеристиках повысить надежность, уменьшить время и стоимость обслуживания, а также увеличить удельный импульс тяги на 1,1 – 1,7 с.

2. В результате расчетов материальных затрат на подготовку производства и изготовление стоимость полной сборки паяно-фрезерованного сопла составила  2 млн долларов США, в то время как стоимость трубчатого сопла составляет 5–6 млн долларов США.

УДК 629.7.036.54-63.018:662.7

Астриум – КБХА: 10 лет успешного сотрудничества в области технологий углеводородных камер

Прецлик Дитер, Мэдинг Крис, Альтинг Ян, Хэзелер Дитрих, Золлер Себастьян – Астриум, 81663, Мюнхен, Германия

Веремеенко Н.П. – КБХА

Космачева В.П. – КБХА, канд. техн. наук

Рубинский В.Р. – КБХА, доктор техн. наук