Беспошлинная торговля как один из видов таможенных процедур

Беспошлинная торговля как один из видов таможенных процедур

1. Общие сведения

двигатель турбонасосный ракетоноситель

Данная работа по проектированию турбонасосного агрегата основывается на аналоге РД-253. Конструктивных и функциональных отличий проектируемого двигателя и аналога в целом нет. Основное отличие заключается в исходных технических данных и следующих за ними изменениями массовых расходов, габаритов и энергетических характеристик.

Отличия в автоматике и самой конструкции, а также в принципе работы и функциональном назначении в целом незначительны, поэтому описание аналога справедливо для проектируемого двигателя.

Однокамерный жидкостный ракетный двигатель РД253 (11Д43) разработан ОКБ-ГДЛ в 1961-65 гг. для РН «Протон» (8К82). Используется в двигательной установке первой ступени, состоящей из 6 двигателей РД253.

Двигатель выполнен по схеме с дожиганием рабочего тела турбины в камере сгорания. Двигатель работает на компонентах топлива: Окислитель - азотный тетроксид (АТ). Горючее - диметилгидразин несимметричный (НДМГ)

Основные технические данные

1.Тип двигателяЖидкостный ракетный однокамерный с насосной подачей топлива2.Индекс11Д43 (РД-253)пректируемый3.Давление на срезе сопла0.061 МПа0.06 МПа4.Давление в камере сгорания14.7 МПа15 МПа5.Номинальная тяга в пустоте1.635 МН1 МН5.ТопливоАТ+НДМГАТ+НДМГ

. Общая компоновка

Двигатель 11Д43 представляет собой однокамерный двигатель с турбонасосным агрегатом, расположенным вдоль оси камеры сгорания, и узлами качания, обеспечивающими поворот двигателя в одной плоскости относительно оси, перпендикулярной оси изделия.

Основными агрегатами и узлами двигателя являются:

1. камера сгорания,
2. турбонасосный агрегат,
3. газогенератор,
4. траверсы,
5. агрегаты управления и трубопроводы,
6. газогенератор наддува и смеситель.

. Топливо, применяемое для рд-253. Несимметричный диметилгидразин [(CH3)2N-NH2]

Несимметричный диметнлгидразин (НДМГ) получается действием азотной кислоты на солянокислый диметиламин в присутствии водорода. Выход несимметричного диметилгидразина по этому способу составляет 69-73% от теоретического.

Несимметричный диметилгидразин при нормальных условиях представляет собой очень гигроскопичную жидкость с запахом аммиака. Легко растворяется в воде, спирте, эфире.

Температура кипения несимметричного диметилгидразина равна 336 К (63° С), температура плавления 215,9 К (-57,1° С). Плотность при 295 К (22° С) равна 0,7914 г./см3. Критическая температура равна 522 К, критическое давление 60 кгс/см2.

Несимметричный диметилгидразин весьма стойкое и стабильное вещество при нормальных условиях, не чувствительное к удару, трению, световым и звуковым импульсам. При нагревании способно к термическому разложению, которое начинается с температуры около 400 К (127° С) и интенсивно развивается с ее повышением.

Коррозионная активность диметилгидразина невелика, с ним нормально работают стали, чистый алюминий и его сплавы без окислов, титан, никель, монель-металл, сплавы меди применять не рекомендуется. В качестве прокладочного материала можно применять фторопласты, полиэтилен, каучук, асбест с фторопластом (фторасбесты). Допустимы эластомеры и бутилкаучуки, хлоропрены, плексиглас. Материалы, пригодные и проверенные при работе с гидразином, предпочтительнее применять с диметилгидразином, ограничения на материалы для гидразина относятся и к диметилгидразину.

Диметилгидразин и гидразин очень гигроскопичны, и следует принимать меры, исключающие непосредственный контакт жидкости с воздухом. При контакте с воздухом диметилгидразин медленно окисляется даже при комнатной температуре, более интенсивно при нагревании и повышенном давлении. При давлениях выше двух атмосфер диметилгидразин с кислородом воздуха может дать взрыв и поэтому для наддува баков с диметилгидразином необходимо использовать азот или другие инертные газы.

Токсичность диметилгидразина высока, и последствия отравления очень тяжелы: почти полная потеря работоспособности при слабом отравлении и расстройство деятельности нервной системы при более сильных отравлениях.

Токсичное действие диметилгидразина может передаваться через одежду, поэтому совершенно недопустимо нахождение в производственной одежде в столовых или в домашних условиях, это особенно опасно для детей.

Максимальные допустимые концентрации диметилгидразина в воздухе рабочих помещений составляют 0,5 * 10-6.

При кратковременном контакте максимальные концентрации могут быть увеличены почти в 10 раз, но лучше этого не допускать. Защитные меры предосторожности при работе с диметилгидразином предусматривают использование специальной одежды, состоящей из прорезиненных брюк и куртки с головным капюшоном, очков, перчаток и резиновых сапог.

При работе в помещениях с более высокой концентрацией, чем допустимо по нормам, необходимо пользоваться автономным источником подачи воздуха для дыхания, так как защитные противогазы не обеспечивают длительного пребывания в загазованной среде. При попадании жидкого диметилгидразина или гидразина на кожу необходимо срочно и тщательно промыть пораженные участки большим количеством воды и затем слабым раствором уксусной или лимонной кислоты.

Энергетические характеристики несимметричного диметилгидразина существенно зависят от выбора окислителя.

Разница между удельными импульсами НДМГ с криогенным кислородом и нормальными жидкостями - перекисью водорода и азотным тетраксидом - около 5 - 7%. Учитывая, что НДМГ и AT дают самовоспламеняющуюся пару топлива, очевидно, целесообразно их применение на современных жидкостных ракетных двигателях.

Использование кислородсодержащих окислителей с НДМГ дает максимальные значения удельных импульсов, когда водород сгорает в H2O, а углерод главным образом в СО и частично в CO2. Полное окисление углерода в СО2 дает хорошие экспериментальные показатели. При подборе окислителя необходимо считаться с этими условиями.

Использование фтора целесообразно и дает наибольший удельный импульс, когда фторосодержащее топливо обеспечивает полное образование HF. Образующиеся при этом фториды углерода мало увеличивают значения удельного импульса, но заметно увеличивают молекулярный вес продуктов сгорания, что не очень полезно для тяговых двигателей.

Краткие свойства:

-гигроскопичен (т.е. поглощает влагу их атмосферного воздуха)

-очень стабильное вещество

может диссоциировать при нагреве до Т=470 K

коррозионная активность маленькая

из материалов не рекомендуется применять меди и её сплавы

токсичен, ПДК=10-4 мг/л

взрывоопасность не велика, однако при контакте с воздухом и повышенном давлении более 0.2 МПа - самовоспламеняется на воздухе, поэтому для его вытеснения необходимо применять инертные газы: аргон, неон, гелий, озон.

Получение:

NH3 + NaOCl à NH2Cl + NaOH

NH3Cl + NH(CH3)2 à N2H2(CH3)2 + HCl

HCl + NaOH à NaCl + H2O

4. Четырехокись азота (или азотный тетраксид) N2O4.

Четырехокись азота при обычной температуре представляет собой токсичную светло-оранжевую жидкость с запахом азотной кислоты, окраска которой с повышением температуры переходит в бурую.

Четырехокись азота кипит при 295 К, легко диссоциирует, начиная с 285-288 К и обладает очень высокой летучестью.

Критическая температура 431 К, критическое давление 99 кг/см2. При охлаждении четырехокиси азота до температуры ниже 233 К в атмосфере над ее твердой поверхностью также имеется значительное количество газообразной окиси.

Упругость паров четырехокиси азота равномерно повышается в интервале от 233 до 295 К, т.е. до температуры ее кипения, при дальнейшем же повышении температуры упругость паров резко нарастает. Так, например, при возрастании температуры от 284,3 К до 373 К давление увеличивается в 19,4 раза, а при повышении от 284,3 до 423 К - в 80,7 раза. Объясняется это диссоциацией молекулы четырехокиси азота при повышении температуры по уравнению:

N2O4 ßà 2NO2.

При 337 К половина N2O4 диссоциирует на двуокись азота, а при 423 К диссоциация протекает полностью.

Бурая окраска паров четырехокиси азота зависит от наличия в ее составе двуокиси азота; пары четырехокиси азота, свободные от примесей двуокиси, бесцветны, но пары технической четырехокиси всегда окрашены в оранжевый цвет и хорошо заметны.

Токсические свойства азотного тетраксида ниже чем у NHO3, ПДК=2 10-3 мг/л, но четырехокись азота очень ядовита, поэтому вдыхание паров N2O4 недопустимо даже в очень небольших концентрациях, все работы должны проводиться в противогазах, а лабораторные исследования - только под вытяжкой. Токсические свойства четырехокиси азота очень схожи с аналогичными свойствами азотной кислоты.

Хранение и перевозка. Четырехокись азота можно хранить и перевозить в стальных или алюминиевых баллонах, при нормальной температуре внутри баллонов давление сравнительно невысокое (примерно 2 кг/см2 при 308 К), поэтому для хранения четырехокиси азота можно применять баллоны, рассчитанные на низкое давление. Влажная четырехокись азота разъедает сталь.

В настоящее время для перевозки и хранения четырехокиси азота чаще применяют цельносварные стальные баллоны. Из-за узкого температурного диапазона (269 - 295 К) жидкофазного состояния применение четырехокиси азота на ракетных установках в зависимости от условий эксплуатации может вызвать необходимость применения термостатирования. Так, в условиях космоса или на земле в условиях низких температур необходимо обеспечить подогрев азотного тетраксида. При хранении заряженной установки в летных условиях при высокой температуре, наоборот, необходимо охлаждение емкостей с четырехокисью азота, иначе начнется диссоциация. Взрывоопасность и пожаро-опасность азотного тетраксида могут проявиться только при контакте с горючими веществами главным образом углеводородного происхождения. В связи с этим отметим, что с четырех окисью азота допускается растворение некоторых органических соединений.

С водородами (нафтены, парафины. ароматики) и спиртами растворение идет со значительным тепловыделением в некоторых случаях до самовоспламенения и даже до взрыва. Четырехокись азота хорошо смешивается с азотной кислотой в любых концентрациях и дает с ней либо раствор N2O4 в HNO3, либо раствор HNO3 в N2O4. Практическое применение смесей азотного тетраксида в азотной кислоте целесообразно по ряду соображений. Такие смеси имеют значительно более широкий температурный диапазон жидкофазного состояния, чем чистые продукты. Смеси дают большую теплопроизводительность и большую удельную тягу, чем чистая азотная кислота, примерно на 15 - 18%. Смеси HNO3 и N2O4 менее коррозионноактивны, чем чистая азотная кислота.

Полезно запомнить, что чистая концентрированная четырехокись азота токсичнее азотной кислоты примерно в 10 раз и во столько же раз менее коррозионноактивна, чем чистая концентрированная кислота. Рекомендованные материалы: алюминий, нержавеющая сталь, из не металлов - каучук, фторопласты.

При работе с азотным тетраксидом и его смесями с азотной кислотой рекомендуется применять те же конструкционные и прокладочные материалы, что и для азотной кислоты. В качестве смазочных материалов рекомендуется применять смесь порошкообразного графита и жидкого стекла. Применение углеводородных смазок приведет к взрыву.

Краткие свойства:

нестойкое соединение, в широком диапазоне температур диссоциирует по следующему уравнению:2O4 ßà 2NO2

с ростом температуры реакция диссоциации усиливается

при Т=337 К смесь из 50% N2O4 и 50% оксида азота NO2

при Т=423 К N2O4 à NO2 100%

АТ в обычном состоянии представляет собой бесцветную жидкость, при увеличении температуры начинает приобретать оранжевый цвет, обладает высокой летучестью, давление паров не высокое.

при Т=308 К …. Pп=0.2 МПа=2 атм.

токсичность не высокая, ниже чем у NO3, ПДК=2*10-3 мг/л

коррозионная активность ниже в 10 раз по сравнению с NO3

-материалы те же, что для NO3: алюминий и его сплавы, нержавеющие сплавы, каучук, фторопласты.

при контакте с углеводородистыми, например с керосинами, спиртами растворение происходит с большим тепловыделением, что может привести к самовозгоранию, т.е. не допускается применение углеводородных смазок, для агрегатов работающих с азотным тетрооксидом (нефтяные масла). Рекомендуются графитные смазки.

термостатирование, из-за диссоциации, т.е. поддержание температуры в сосуде, где хранится АТ от 269 до 296 К, т.е. для ракет хранящихся в полевых условиях это компонент не применяется!

Смесь в качестве окислителя: азотная кислота и азотный тетрооксид

N2O4 + HNO3, марка такого топлива AK-27, т.е. 27% N2O4, 2% ингибиторы, 71% N2O4

смесь выгодна тем что температурный диапазон шире

стабильность выше

коррозионная активность меньше

плотность выше чем у отдельных компонентов.

Топливная пара НДМГ и АТ

Для улучшения энергетических и габаритных характеристик ЖРД является оптимизация выбираемых и задаваемых параметров при проектировании. Одни из основных параметров можно отнести - степени расширения сопла, схема двигателя и давление в камере сгорания. Выбор этих параметров тесно с связан с совершенством самой конструкции двигателя, получения заданной тяги, удельного импульса, коэффициентов расхода и потерь, а так же назначением и времени работы двигателя. Для оптимизации всех этих параметров, получении максимальных удельных характеристик и параметров рабочего процесса не посредственною роль играет выбор компонентов топлива и совместимость их при данных условиях. Но всё же достигнуть оптимальные значения достаточно сложно. Двигатели с дожиганием газогенераторного газа имеют более высокий удельный импульс и тягу, так как в данном случае эти параметры камеры двигателя равны параметрам всего двигателя, а двигатели выполненные по схеме без дожигания имеют более низкие параметры камеры, но эти двигатели долее просты так как параметры газогенегатора и камеры не связаны между собой. Но применение двигателей с дожиганием газогенераторного газа стало целесообразным так как в этом случае повышение давление в камере сгорания до 20 МПа и выше, так как в газогенераторе более 35-50 МПа.

В качестве ракетного горючего чаше используют несимметричный диметилгидразин, он имеет более высокую воспламенимость, термостабильность, окислительность, наибольшую коррозионную активность.

В качестве окислителя широкое применение получил азотный тетраксид, несмотря на сравнительно низкие энергетические показателя, он имеет ряд преимуществ по сравнению с другими окислителями. Азотный тетраксид имеет возможность наибольшей длительности хранения ракет в заправленном состоянии (пять и более лет). Так же четырёх окись азота имеет хорошую самовоспламеняемость со многими горючими. Имеет также широкую сырьевую и промышленную базу, и низкую стоимость.

Для увеличения удельного импульса и тяги жидкостных ракетных двигателей использующих в качеству окислителя азотный тетраксид целесообразно использовать высокоэнергетическое горючее - несимметричный диметилгидразин. Эти пара компонентов топлива имеет малый период задержки воспламенения, в следствии воспламенения обеспечивает низкий запуск и стабильную работу ЖРД в широком диапазоне условий.

Период задержки воспламенения с азотным тетраксидом изменяется от 0.01-0.03, что укладывается в нормы ТУ но пусковое топливо, предусматривающее период задержки воспламенения не более 0.05, так же низкая температура кристаллизации (от 45 до 60 оС) и по теплоте сгорания в 1.8-2.3 раза превосходят гидразин. Такое топливо обеспечивает в камере сгорания двигателя надёжное воспламенение и является более эффективным.

Топлива на основе НДМГ и АТ применяются практически только на вторых ступенях ракет и маршевых двигателях космических летательных аппаратов, так как компоненты очень токсичны и ядовиты, и поэтому используют умеренное количества компонентов при разработке двигателей и эксплуатации аппаратов. Учитывается вред наносимый окружающей среде, но повышенные энергетические характеристики топлив и возможность их длительного хранения являются решающими для выполнения сложных космических программ.

Отличительная черта этого топлива, то что оно имеет повышенную плотность 1300 кг/м3, и высокий удельный импульс Iуд=3060 м/с.

Разработка ПГС ЖРД с дожиганием генераторного газа

В двигателях с дожиганием генераторного газа в основной камере генераторный газ, пройдя через турбину ТНА., по газоводу направляется в камеру сгорания. В газогенератор поступает обычно весь расход одного из компонентов и часть расхода другого для получения либо восстановительного, либо окислительного газа. Оставшаяся часть второго компонента в жидкой фазе поступает в камеру сгорания, где и происходит дожигание. В отличие от ДУ без дожигания, где оба компонента подаются в камеру в жидком состоянии, в ЖРД с дожиганием камера работает на газе и жидкости. Схема с дожиганием генераторного газа в основной камере сгорания энергетически более выгодна, чем без дожигания по той причине, что в ЖРД с дожиганием все топливо проходит через камеру сгорания и следовательно через газогенератор можно подавать большие расходы, то есть эта схема более выгодна для двигателей больших тяг и времени работы.

Таким образом в двигателях с дожиганием генераторного газа, потери в удельном импульсе за счет нерационального расхода компонентов на привод турбины отсутствуют.

Несмотря на лучшие энергетические характеристики применение схем с дожиганием ограничено. Это связано с трудностями регулирования (изменения) тяги. Как правило, расход газа через турбину в этом случае определен расходом того компонента топлива, с избытком которого работает газогенератор.

5. Обоснование выбора генераторного газа для закрытой схемы

Для закрытой схемы для топливной пары АТ и НДМГ необходимо использование окислительного газогенератора, так как в этом случае продукты сгорания в нем не содержат твердой фазы, что обеспечивает нормальное функционирование форсуночной головки, в противном случае произойдет забивание форсунок твердыми включениями, что в дальнейшем приведет к нарушению процесса смесеобразования. Так же ниже температура в газогенераторе при необходимом Km, которое обеспечивает нормальный процесс горения в газогенераторе, а температура менее сказывается на лопатках турбины.

Так же выбор окислительного газа связан с особенностями топлива, а именно горючего НДМГ, которое склонно к разложению, что может вызвать неоднозначные реакции в газогенераторе, а именно сказывается на температуре. То есть температура есть функция не только от соотношения компонентов в газогенераторе K``м, но и от коэффициента разложения Х, который очень сложно определить. При таких условиях массовые и габаритные характеристик ТНА можно оптимизировать, так как за счёт невысоких температур снижаются требования к стенкам камеры газогенератора.

6. Обоснование выбора насосов и турбины и типа подводов к ним, а так же расположения в конструкции ТНА

В данной конструкции выбираем насосы окислителя и горючего центробежного типа, так как это наиболее распространённый тип насоса и в данной схеме нет трудностей с подводом и отводом перекачиваемого компонента, в плане конструкции ТНА и, следовательно, нет необходимости ставить, к примеру, центростремительный или осевой насосы. Так же этот тип насоса наиболее удобен с точки зрения подвода двухстороннего типа, так как в данной схеме массовые расходы, перекачиваемый насосом окислителя и горючего первой ступени достаточно большие. Расположение насоса окислителя рядом с турбиной связано с тем, что турбина работает на окислительном газе, а так как компоненты самовоспламеняющиеся, то, ставя на место насоса окислителя насос горючего (любой ступени) это приведёт к тому, что придётся увеличивать количество уплотнений и уплотняющих устройств, а так же надёжность их действия, во избежании утечек из полсти турбины и как следствие взрыву. Расположение насоса окислителя междуопорное, это следует из того, что располагать турбину между насосами не целесообразно по той же причине. Так же по причине того что в данной схеме имеется два насоса горючего, то их можно установит в отдельном корпусе, на отдельном валу соосно с валом турбины и насосом окислителя, тем самым разделить ТНА конструктивно на две части. Соединение валов осуществляется пи помощи рессоры, передающий крутящий момент с турбины. Таким образом, схема двух вальная, одной частоты вращения. Так же установка насоса окислителя рядом с турбиной во всех схемах с окислительным газом связана с тем что расход данного компонента больше, и, следовательно, мощность потребляемая насосом окислителя больше и момент передаваемый валу велик (так как частота вращения определяется по насосу окислителя) и следовательно вал должен иметь больший диаметр. Так же разделяя ТНА на две части это выгодно с конструктивной точки зрения, так как это обеспечивает удобство сборки. Насосы окислителя и горючего первой ступени не имеют существенных отличия с точки зрения компоновки отводов и подводов, основное различия только заключается в диаметральных размерах. Оба насоса имеют двухсторонний подвод, а так же шнеки для уменьшения кавитации и лучшего функционирования насосов, так они высоко напорные. Вторая ступень насоса горючего является так же центробежного типа и имеет односторонний подвод, шнека отсутствует, так как расход, перепад давления и напор не велики.

Турбины в такой схеме одноступенчатая, осевая, реактивная. Степень парциальности соответственно единица. Так как турбина предкамерная, то это ещё одна причина, по которой она должна располагаться консольно. Осевой подвод к турбине осуществляется в сторону насосов, и отводится через два газовода. При таком подводе на вал ТНА действуют большие нагрузи, и это ещё одна причина по которой установка двух валов (на каждом по две опоры) имеет смысл. Разгрузка осевых усилий для аналога осуществляется за счёт автоматического разгрузочного устройства. Выполнять в данной схеме другой тип турбины на выгодно, так как при общей компоновки и конструкции ТНА это тип турбины вполне приемлем, а так же турбина является предкамерной, следовательно она малоперепадная. Тип отвода от турбины так же позволяет разместить весь ТНА параллельно оси камеры двигателя.

Таким образом, схема двух вальная с одинаковой частотой вращения обоих валов, так как они жестко соединены рессорой. На одном валу расположены турбина и насос окислителя, на втором насосы горючего первой и второй ступени. Все насосы центробежные, основные насосы с двух сторонним подводом, и имеют шнеки (осевые насосы). Турбина осевая, предкамерная, реактивного типа.

7. Энергетический расчёт ДУ с дожиганием генераторного газа

Для решения баланса мощности, а именно нахождение оптимального перепада давления на турбине и соответствующих ему мощностей и перепадов давлений на насосах, необходимо сначала определить или же задать величины, входящие в данные уравнения, а именно - массовые расходы; перепады давления на участках магистралей и регуляторах; КПД; рабочие свойства газа для газогенератора, смесителя и газогенератора наддува, а так же задать значения стехиометрических коэффициентов.

Уравнение энергетического баланса:

Исходные данные.

Тяга двигателя: Н

Удельный импульс: м/с

Давление в камере сгорания: Па

Давление на срезе сопла: Па

Действительное соотношение компонентов для топлива АТ+НДМГ:

Плотности

окислителя кг/м3

-горючего кг/м3

1. Камера сгорания:

Коэффициент избытка окислителя:

Стехиометрическое соотношение компонентов:

. Газогенератор:

Коэффициент избытка окислителя:

Стехиометрическое соотношение компонентов:

Температура: К

Газовая постоянная: Дж/(кг*К)

Газовая постоянная:

Тип газогенератора - окислительный.

3. Смеситель (для наддува бака окислителя):

Коэффициент избытка окислителя:

Стехиометрическое соотношение компонентов:

Температура: К

Газовая постоянная: Дж/(кг*К)

4. Газогенератор наддува (для наддува бака горючего):

Коэффициент избытка окислителя:

Стехиометрическое соотношение компонентов:

Температура: К

Газовая постоянная: Дж/(кг*К)

Так как компоненты топлива являются самовоспламеняющимися то необходимо использовать для наддува баков газ соответствующего компонента, то есть для бака окислителя - окислительный газ, для бака горючего соответственно - восстановительный.

5. Баки:

Коэффициент тепловых потерь:

Давление в баке окислителя: Па

Давление в баке горючего: Па

6. Массовые расходы через двигательную установку:

Искомые расходы:

- Массовый расход, перекачиваемый насосом окислителя:

Массовый расход, перекачиваемый насосом горючего первой ступени:

Массовый расход, перекачиваемый насосом горючего второй ступени:

Камера:

Суммарный массовый расход:

кг/с

Где, 0.96-коэффициент потерь в сопле РД

Массовый расход окислителя:

кг/с

Массовый расход горючего:

кг/с

Газогенератор:

Суммарный массовый расход:

кг/с

Массовый расход окислителя:

кг/с

Массовый расход горючего:

кг/с

Массовый расход окислителя на эжектор: задаём 12% от общего расхода через насос окислителя.

- Система наддува бака окислителя:

- Система наддува бака горючего:

В данных уравнениях неизвестными величинами является суммарный расход компонентов на наддув соответствующего бака. Для нахождения суммарного расхода на наддув бака воспользуемся уравнением состояния:

Для бака окислителя:

, отсюда:

Для бака горючего:

, отсюда:

Конечное уравнение для определения массовых расходов перекачиваемых насосами:

Подставляем полученные формулы в исходные, и выражаем расходы через соответствующий насос:

Массовый расход, перекачиваемый насосом окислителя и горючего первой ступени:

преобразуем:

Полученные уравнения можно решить только методом последовательного приближения, так как в двух уравнениях содержится две неизвестные (искомые) величины.

Зададим массовый расход горючего через первую ступень насоса горючего, равным нулю (нулевое приближение), тогда массовый расход окислителя из уравнения получается автоматически. Затем, зная массовый расход окислителя, при нулевом приближении подставим его в уравнение для определения массового расхода горючего, затем (первое приближение) подставим его опять в уравнение массового расхода окислителя, и затем снова по найденному расходу окислителя выразим расход горючего. Как можно убедится, расход будет отличаться не значительно как при нулевом, так и при первом приближении (десятые, несопоставимо с целыми), поэтому остановимся на первом приближении.

Нулевое приближение:

кг/с

кг/с

Первое приближение:

кг/с

кг/с

Итак, принимаем расходы через насос окислителя и горючего первой ступени:

кг/скг/с

Зная массовые расходы, перекачиваемые основными насосами можно определить остальные расходы, а именно расходы на наддув баков:

суммарный расход на наддув бака горючего:

кг/с

суммарный расход на наддув бака окислителя:

кг/с

расход окислителя на наддув бака горючего:

кг/с

- расход горючего на наддув бака горючего:

кг/с

расход окислителя на наддув бака окислителя:

кг/с

расход горючего на наддув бака окислителя:

кг/с

Проверочный расчёт расходов через основные насосы и расчёт расхода через вторую ступень насоса горючего:

массовый расход, перекачиваемый насосом окислителя (с учётом эжектора):

кг/с

массовый расход, перекачиваемый насосом горючего второй ступени:

кг/с

- массовый расход, перекачиваемый насосом горючего первой ступени:

кг/с

7. Давление и перепады давления на магистралях ДУ

Отсек трубопровода (в МПа)ОкислительГорючее ст. 1Горючее ст. 2Давление в камере сгорания161616Перепад давления в газоходе0.08-0.08Перепад давления на жиклерах0.50.50.5Перепад давления на клапанах0.20.20.2Перепад давления в магистралях0.80.80.8Перепад давления на форсунках камеры0.70.8-Перепад давления на форсунках газогенератора0.5-0.5Перепад давления на дросселе системы СОБ-0.8-Перепад давления на дросселе системы РКС--0.8Перепад давления на тракте охлаждения--Давление входа в насос0.450.19

. КПД

для турбины:

для насоса окислителя:

для насоса горючего первой ступени:

для насоса горючего второй ступени:

9. Баланс мощности

Разрешить уравнение относительно достаточно сложно, поэтому зададим его в допускаемом, для этой схеме интервале и построим зависимость мощности турбины и суммарной мощности насосов от перепада на турбине, с целью найти его оптимальное значение:

1.01.11.21.31.41.51.61.71.81.92.02.12.22.32.4

Мощность на валу турбины:

где

- степень использования окислителя для получения на его основе генераторного газа, принимаем равным единице, так как весь окислитель идёт в газогенератор

- адиабатическая работа генераторного газа на турбине

Мощность насос окислителя:

где

-перепад давления обеспечиваемый насосом окислителя

Мощности насосов горючего первой и второй ступени:

где

- перепад давления, обеспечиваемый насосом горючего 1 и 2 ступени соответственно

Зная давление, которое необходимо реализовать в камере сгорания можно определить оптимальный перепад давления на турбине. Уравнение энергетического баланса разрешается относительно. Это выражение получить в явном виде не возможно, поэтому варируя в приделе от 1 до 2, находим корень уравнения, который будет отображён пересечением линий мощности турбины и суммарной мощности насосов на графике. Таким образом, находим оптимальное и при заданном давлении в камере.

Перепад давления на насосе как функция

1.01.11.21.31.41.51.61.71.81.92.02.12.22.32.4182022232527283032333537384042-5-3.4-1.7-0.11.63.24.96.68.2101213151718Не зависит от и является постоянным: 24.6 МПа

Зададим: тогда получаем:

Мощность на турбине:

Вт

Адиабатическая работа на турбине:

Дж

Суммарная мощность всех насосов:

- перепад давления на насосе окислителя:

Па

при давлении входа: Па

и давление выхода Па

перепад давления на насосе горючего первой ступени:

Па

При давлении входа: Па

и давление выхода: Па

перепад давления на насосе горючего второй ступени:

Па

При давлении входа: Па

и давление выхода: Па

Вт

Следовательно, условие баланса мощности выполнено и принимаем .

Потребляемая мощность насоса окислителя:

Вт

Потребляемая мощность насоса горючего перовой ступени:

Вт

Потребляемая мощность насоса горючего второй ступени:

Вт

Суммарная мощность, потребляемая насосами горючего:

Вт

7. Элементы ПГС

1.Редуктор давления (понижает давление до 1.5 атм)

2.Редуктор давления (понижает давление до 2 атм)

.Обратный клапан

.Бак горючего

.Бак окислителя

.Эжектор (струйный преднасос)

.Смеситель (СНБО)

.Газогенератор

.Турбина

.Регулятор расхода (тяги) (РКС)

.Жиклер

.Пиромембранный клапан

.Насос горючего первой ступени

.Насос горючего второй ступени

.Насос окислителя

.Расходная шайба

.Дроссель (СОБ)

.Жиклер

.Газогенератор наддува (СНБГ)

.Электроклапан

.Электроклапан отсечки

.Дренажный клапан

.Расходная шайба

.Жиклер

.Электроклапан двойного действия (клапан второй ступени и клапан отсечки)

.Датчик давления (система РКС)

.Камера сгорания

.Пироклапан отсечки

.Жиклер

.Клапан слива

.Предохранительный клапан

.Обратный клапан (азота)

.Жиклер

.Жиклер

8. Пневмогидравлическая схема двигателя

В состав пневмогидравлической схемы двигателя входят следующие агрегаты и системы:

1. камера сгорания,
2. турбонасосный агрегат,
3. система окислителя,
4. система горючего,
5. система газогенерации,
6. агрегаты системы управления и регулирования двигателя,
7. пиротехнические средства,
8. система наддува баков ракеты,
9. система питания РМ (рулевой машины).

Управление двигателем после команды «Пуск ДУ» производится автоматически, путем подачи электрических команд на соответствующие агрегаты двигателя системой управления ракеты.

Процесс работы двигателя включает следующие этапы: запуск, работа на режиме главной ступени и выключение.

Запуск двигателя. По команде «Пуск» происходит включение программного токораспределителя. Через ~0,7 сек. ПТР (программный токораспределитель) выдает команду «Пуск ДУ». По этой команде подается напряжение на пиропатроны пиромембранных клапанов 12 горючего и окислителя (одинаковы по конструкции).

При срабатывании пиропатронов происходит прорыв мембран ПМК. Под, воздействием давления наземного наддува баков ракеты через обратные клапана 32 и гидростатического давления столбов компонентов топлива начинается заполнение магистралей двигателя окислителем и горючим. Компоненты топлива из насоса окислителя 15 и второй ступени насоса горючего 14 с опережением «О» поступают в газогенератор 8 и самовоспламеняются. Окислительный поступает на рабочие лопатки турбины 9, раскручивая ротор ТНА, и далее в камеру сгорания 27.

Горючее из первой ступени насоса 13 подается к коллектору камеры сгорания и, пройдя по зарубашечному пространству, через форсунки впрыскивается в КС с некоторые запаздыванием относительно окислительного газа. Определенное весовое соотношение компонентов обеспечивается установкой расходных шайб: 23-горючее и 16-окислитель.

В камере сгорания компоненты смешиваются и воспламеняются. Продукты сгорания при истечении из КС открывают заглушку (не показана), установленную в критическом сечении КС.

По мере нарастания числа оборотов ТНА растут давления компонентов в магистралях и КС - двигатель выходит на предварительную ступень работы. Режим предварительной ступени двигателя обеспечивается соответствующей настройкой регулятора расхода 10 и клапана «О» 25.

При выходе двигателя на предварительную ступень происходят срабатывание мембранных узлов (не показаны) и начинается наддув баков ракеты через газогенератор 19 и смеситель 7. Номинальные расходы компонентов топлива, поступающих в газогенератор, обеспечиваются жиклерами 18 и 24 установленными в пироклапане 20 и трубопроводе подвода «Г» к газогенератору. Окислительный газ и окислитель подаются в смеситель через жиклеры 29.

Также после выхода двигателя на предварительную ступень происходит прорыв мембран и на трубопроводах подвода горючего на рулевую машинку и окислителя на струйный преднасос 6 соответственно.

Через 1.8±0.44 секунды от команды «Пуск ДУ» программный токораспределитель выдает команду ГСТ (главная ступень). По этой команде подается напряжение на пиропатроны пирочек регулятора расхода 10 клапана 25. Проходные сечения регулятора расхода и клапана увеличиваются, увеличивая расходы горючего и окислителя через газогенератор, что приводит к увеличению оборотов ТНА, расходов и давлений топлива. Двигатель выходит на режим главной ступени работы.

На режиме главной ступени при достижении тяги, превышающей вес ракеты, последняя отрывается от стартового устройства. При этом проходит сигнал КП и включаются в работу системы РКС и СОБ, в систему безопасности носителя подключается сигнализатор давления в КС.

Изменение режима работы двигателя при полете ракеты производится системой РКС. При отклонении скорости ракеты от программной система РКС подает команду на привод 10 регулятора расхода.

Расход горючего через газогенератор изменяется, что приводит к изменению оборотов ТНА, расходов и давлений компонентой топлива и тяги двигателя. Для ограничения величины изменении тяги двигателя в заданных пределах применено регулирование по давлению газов в КС с использованием обратной связи, элементом которой является датчик давления 26.

В случае отсутствия сигнала от системы РКС регулятор расхода обеспечивает неизменный расход горючего через ГГ, поддерживая тем самым заданный режим работы двигателя.

Изменение соотношения расходов компонентов топлива через двигатель осуществляется дросселем горючего 17 по командам системы СОБ.

Система СОБ обеспечивает одновременное опорожнение баков ракеты и, следовательно, минимальные остатки компонентов топлива в баках ракеты к моменту выключения двигателя. При рассогласовании уровней окислителя и горючего в баках эта система подаст команду на привод дросселя 17.

Проходное сечение дросселя меняется, что приводит к изменению расхода горючего через двигатель и, в итоге, к необходимому изменению уровня горючего в баке ракеты.

Команда на останов двигателей выдается по достижению ракетой заданной скорости через программный токораспределитель.

Для уменьшения гидроударов, возникающих в магистралях двигателя при закрытии клапанов, выключение производится в две ступени и за определенное время перед выключением, в случае работы двигателя на режиме форсирования, система РКС обеспечивает перевод работы двигателя на номинальный режим.

По первой команде на выключение закрываются пироклапан горючего 28 основного газогенератора и пироклапан 20 окислителя газогенератора наддува, что приводит к прекращению расходов соответствующих компонентов топлива через газогенераторы. По этой же команде происходит выключение систем РКС и СОБ, блокируется сигнализатор давления, задействованный в СБН (система безопасности носителя).

Вторая команда на выключение двигателя подается через 0,2 ± 0,03 сек. По этой команде закрывается электроклапаны 25 окислителя основного газогенератора, клапан 21 горючего. КС и открывается дренажный клапан 22. При закрытии указанных клапанов прекращается доступ соответствующих компонентов топлива в газогенераторы, камеру сгорания и смеситель. Двигатель прекращает работу. При открытии дренажного клапана 22 горючее из за рубашечного пространства КС выбрасывается в атмосферу для уменьшения импульса последействия.

Схема ракеты предусматривает аварийное выключение двигателей при запуске. По решению технического руководителя может быть подана «вручную» команда АВД (аварийное выключение двигателя), если через 2,0±0,1 секунды от команды ГСТ не проходит сигнал КП (контакт подъёма). Порядок срабатывания агрегатов автоматики при АВД такой же, как и при нормальном выключении двигателей, но при этом открытие дренажного клапана 22 не производится.

Кроме того, возможно выключение двигателей при полете ракеты на активном участке от СБН, порядок срабатывания агрегатов такой же, как и при нормальном выключении.

9. Выбор и обоснование конструктивных элементов. Выбор схемы подачи

Конструкция и параметры ЖРД и ДУ в целом в значительной степени зависят от типа схемы подачи.

При использовании вытеснительной подачи давление в топливных баках больше, чем в камере двигателя. Это обусловливает, с одной стороны, понижение давления рк, что снижает удельный импульс и приводит к большим размерам камеры, а с другой стороны, увеличение массы топливных баков (из-за большой толщины их стенок), что ограничивает область использования вытеснительной подачи двигательными установками с относительно небольшими значениями IΣ

Для возможно большего снижения массы баков ДУ с вытеснительной подачей целесообразно применять компоненты топлива с повышенной плотностью и композиционные материалы с повышенной удельной прочностью для стенок бака.

В баках ДУ с насосной подачей давление обычно не превышает 0,2… 0,5 МПа, поэтому баки имеют относительно небольшую толщину стенки, а Давление в камере сгорания можно выбирать большим (20 МПа и более). Это позволяет существенно уменьшить размеры камеры и повысить удельный импульс двигателя. Поэтому ДУ с насосной подачей имеют значительно меньшую удельную массу, чем ДУ с вытеснительной подачей.

Но сложность схемы и конструкции ДУ с насосной подачей (в основном из-за наличия ТНА) вызывает большие затраты времени и средств, для достижения требуемой надежности. Соответственно возрастают стоимость разработки и изготовления ДУ с насосной подачей, а также риск неудачной разработки.

При проектировании конкретного ЛА наиболее эффективна та система подачи (насосная или вытеснительная), которая при заданном приросте скорости ЛА или при заданном значении IΣ обеспечивает меньшую массу залитой ДУ.

Для ЖРД с насосной подачей оптимальное давление рк зависит от выбранной схемы двигателя. В ЖРД с дожиганием применяют высокие давления pk - до 20… 25 МПа и более, а для ЖРД без дожигания рk обычно не превышает 10 МПа.

. Схемы ЖРД с насосной подачей

Основные особенности схем. В схемах ЖРД с насосной подачей компоненты топлива подаются из баков в камеру центробежными насосами, приводимыми во вращение турбиной, которые вместе составляют ТНА. Привод турбины осуществляется рабочим телом - генераторным газом. В большинстве случаев генераторный газ вырабатывается в специальной камере - ЖГГ, входящем в состав двигателя.

Основной особенностью всех схем с турбонасосной подачей компонентов топлива является то, что топливные баки во время работы двигателя находятся лишь под небольшим избыточным давлением наддува, необходимым для обеспечения бескавитационной работы насосов и не зависящим от значения давления в камере сгорания. Благодаря этому массовые характеристики баков и систем наддува практически также не зависят от давления в камере.

У современных ЖРД без дожигания генераторного газа максимальные рк находятся в пределах 10… 12 МПа.

Насосные схемы подачи с дожиганием генераторного газа. За последние годы ЖРД с такими системами также получили большое распространение. Общее, что их объединяет, - генераторный газ, полученный из основных компонентов, после срабатывания на турбине ТНА, затем направляется по газоводу в основную камеру, где он и дожигается с остальными компонентами топлива. Благодаря этому, потери на привод ТНА в этой схеме двигателя полностью отсутствуют.

Iд в = Iк

Тем не менее, максимально достижимое давление в камере сгорания и в этой схеме имеет ограничение, которое вызывается главным образом располагаемой мощностью ТНА, определяемой расходом генераторного газа через турбину и его термодинамическими параметрами - температурой и видом газа (восстановительный или окислительный). Другое ограничение может возникнуть из-за необходимости иметь слишком большие давления подачи. Например, давление больше 60… 70 МПа по техническим и технологическим причинам не всегда может быть надежно обеспечено.

В настоящее время схемы двигателей с дожиганием одного генераторного газа, в которых газифицируется только один компонент, т.е. двигатели типа газ + жидкость (Г + Ж) могут обеспечить достижение рk = 25… 30 МПа.

Двигатель с насосной подачей топлива включает в себя камеру, tha, ЖГГ, системы автоматики, наддува баков, зажигания, управления вектором тяги и раму двигателя. А в ДУ помимо перечисленного входят топливные баки с их оборудованием.

Наиболее полно состав двигателя или ДУ отражается на так называемой пневмогидравлической схеме (ПГС). На ней в наглядной форме изображены все основные агрегаты и устройства двигателя или ДУ и их соединения между собой функциональными гидравлическими, пневматическими и механическими связями так, что можно видеть взаимодействие этих агрегатов и устройств на всех режимах работы двигателя или ДУ. ПГС, или структурные схемы двигателя, используются при анализе и расчетах предполагаемых проектных параметров двигателя на стадии начала проектирования и служат затем основой для разработки технических заданий на проектирование полной ПГС и ее составляющих элементов.

. Автоматика ЖРД. Основные задачи автоматики и ее состав

При проектировании ПГС двигателя большое внимание уделяется работке системы автоматики, в которой находят отражение основные агрегаты и элементы.

ЖРД независимо от системы подачи топлива все операции по обслуживанию и подготовке к запуску, сам запуск, выход и работа на режиме, его изменения, останов и другие операции осуществляются автоматически, т.е. без участия человека. Автоматическая работа двигателя обеспечивается системой автоматики, которая является необходимой частью любого ЖРД как с вытеснительной, так и с насосной подачей топлива.

Из всех этих функций автоматики непосредственными ее задачами являются:

) управление операциями запуска и останова;

) управление и регулирование работой систем наддува баков;

) управление работой системы управления вектором тяги;

) обеспечение контроля и управления работой всего двигателя в целом.

Среди устройств автоматики наиболее многочисленными являются клапаны, дроссели и регуляторы; пневмо- и гидравлические системы, электрическая сеть. Сюда же входят различные датчики и измерители давления, расхода, температуры и т.д. Наконец, в системе автоматики могут быть специальные счетно-решающие устройства, микропроцессоры и ЭВМ.

Наиболее многочисленными устройствами автоматики являются агрегаты управления - клапаны. Они устанавливаются на отдельных участках различных трубопроводов, по которым движется поток рабочих тел - жидких или газообразных. Их назначение - обеспечить либо полное герметичное разделение двух участков трубопроводов, либо частичное. В соответствии с этим клапаны имеют два или три положения: в первом случае - двухпозиционный клапан с положениями «Закрыто» или «Открыто», во втором случае - трехпозиционный клапан с промежуточным положением «Частично открыто».

По типу привода клапаны могут быть пневматические, гидравлические, электромеханические и электромагнитные. Для одноразового срабатывания широко используются пироклапаны (с пироприводом). Клапаны подразделяются на отсечные (запорные), дренажные, предохранительные, заправочные, сливные и обратные. Отсечные клапаны служат для отсечки потока рабочего тела, движущегося по трубопроводу. Дренажные клапаны используются для выпуска наружу паров компонента или газов из отдельных участков трубопроводов, полостей или емкостей. Предохранительные клапаны автоматически открываются при превышении давления на участке трубопровода или в емкости выше установленного для выпуска из них наружу паров или газов. Сливные клапаны служат для слива компонентов из участков трубопроводов и емкостей.

Через заправочные клапаны происходит заправка емкостей жидкими и газообразными компонентами. Обратные клапаны пропускают поток жидкости или газа только в одном направлении.

В схемах многих двигателей однократного использования часто используются так называемые мембранные клапаны. Их особенность состоит в том, что в исходном положении участки трубопроводов разделены мембраной. В нужный момент, например при запуске, мембрана разрывается либо специальным устройством, либо под действием определенного давления на участке трубопровода.

Менее многочисленны, чем клапаны, агрегаты регулирования - дроссели и регуляторы. Назначение первых - плавное изменение местного гидравлического сопротивления на отдельных участках трубопроводов. Назначение вторых - поддержание или изменение по определенному закону или программе расходов компонентов или их давления на соответствующих участках трубопроводов.

. Выбор регуляторов и дополнительных узлов

Пиромембранный клапан служит для разобщения полости насоса от полости подводящей магистрали при хранении.

Пироклапан предназначен для прекращения подачи окислителя в газогенератор при выключении изделия.

Регулятор расхода является исполнительным органом системы РКС и предназначен для изменения расхода горючего с целью изменения режима работы двигателя, для перевода режима его работы с предварительной ступени на главную и поддержания постоянного расхода, соответствующего режиму работы двигателя на предварительной и главной ступенях.

Дроссель является исполнительным органом системы СОБ и предназначен для изменения гидравлического сопротивления магистрали подвода горючего после насоса, дроссель устанавливается между выходным патрубком насоса горючего первой ступени и клапаном горючего.

Струйный преднасос (эжектор) создает дополнительный напор (0.45 МПа) на входе в насос окислителя, что обеспечивает бескавитационную работу насоса при достаточно низком давлении в баке. Представляет собой сварную конструкцию и состоит из соплового аппарата, конфузора, смесительной камеры и диффузора.

. Выбор системы наддува баков

Центробежные насосы ТНА для нормальной работы без кавитации требуют создания определенного давления на входе в насос:

Это давление определяется давлением насыщенных паров жидкости, зависящим от вида жидкости и ее температуры, и скоростным напором потока на входе в крыльчатку насоса. Этот напор зависит от параметров и особенностей конструкции насоса - чем больше частота вращения, т.е. давление подачи, и меньше габаритные размеры насоса, тем выше будет скоростной напор на входе в колесо. Наоборот, тихоходный и крупногабаритный насос будет иметь меньший скоростной напор на входе.

Это давление создается специальной вытеснительной подачей, называемой системой наддува баков. Следовательно, при насосной подаче топлива ДУ имеет и вытеснительную подачу. Основное отличие системы наддува от вытеснительной подачи топлива - небольшое давление в баках, которое редко превышает значение

Рб< (0,2…0,5) МПа.

При проектировании системы наддува баков большое внимание уделяется снижению ее массы. Поэтому важное значение придается всем техническим путям усовершенствования системы наддува, направленным на снижение ее массы.

Для данной схемы применим два вида наддува:

Первый - в начальный момент времени, перед запуском ДУ, осуществляется с земли с помощью азота (нейтральный газ для данных компонентов), для создания избыточного давления в баках;

Второй вид наддува осуществляется уже непосредственно во время работы двигателя, с помощью отбора компонента из газогенератора в смеситель (окислительный газ после основного газогенератора + жидкий окислитель, для охлаждения) на наддув бака окислителя и отбор компонента до основного газогенератора, в газогенератор наддува (восстановительный газ) на наддув бака горючего. То есть наддув боков на основном режиме работы двигателя осуществляется путём генерации основных компонентов в смесителе и газогенераторе наддува. Такая система называется газогенераторной схемой наддува. Особенность таких газогенераторов наддува и смесителей - более низкие температуры газа, расходу и давления, по сравнению с ЖГГ привода турбины. Хотя нужно отметить, что давление всё таки получается достаточно большим (порядка 35 атм.) по сравнению с требуемым в баке (max 5 атм.), поэтому понижение давления осуществляется за счёт редуктора давления и рядом дроссельных шайб.

14. Газогенератор, газогенератор наддува и смеситель. Газогенератор

Газогенератор предназначен для создания рабочего тела - газа, необходимого для привода турбины ТНА и наддува бака «О» ракеты через смеситель.

Двухзонный газогенератор представляет собой неразъемную сварную конструкцию, состоящую из плоской форсуночной головки, пояса разбавления и наружной рубашки. Детали наружной рубашки образуют сферическую поверхность.

Соединение деталей и узлов газогенератора осуществлено путем сварки и пайки.

Газогенератор устроен так, что протекание процесса образования окислительного газа в газогенераторе обеспечивает в двух зонах. Около форсуночной головки происходит смешение и сгорание компонентов топлива с образованием газа повышенной температуры (первая зона). В зоне распылителей продукты сгорания, поступившие из первой зоны, разбавляются окислителем для снижения температуры их до требуемого уровня (вторая зона). С целью улучшения условий охлаждения стенок ГГ расходы через расположенные в периферийной зоне форсунки окислителя и форсунки горючего подобраны таким образом, чтобы температура пристеночного слоя была ниже, чем температура «ядра».

Основные технические данные

Давление газов26 МПаТемпература газов780 КСоотношение весовых расходов компонентов топлива21.42

15. Газогенератор наддува

Газогенератор наддува предназначен для создания рабочего тела - газа наддува бака горючего при полете ракеты.

Газогенератор представляет собой неразъемную сварную конструкцию, состоящую из шатровой форсуночной головки и охлаждаемой горючим нижней части с форсункой - разбавителем.

К выходному фланцу газогенератора присоединяется трубопровод наддува бака. Между газогенератором и трубопроводом установлен мембранный узел для разделения внутренних полостей двигателя и бака.

Компоненты топлива подводятся в газогенератор через штуцер (горючее) и штуцер корпуса (окислитель). Номинальные расходы окислителя и горючего обеспечиваются проходными сечениями жиклеров, установленных на магистралях подвода компонентов топлива.

Для обеспечения устойчивого режима работы газогенератор имеет двухзонное смешение компонентов. В зону сгорания через форсуночную головку подается весь расход окислителя и треть расхода горючего. Остальная часть горючего подается в зону разбавления через форсунку - разбавитель, благодаря чему происходит снижение температуры газа до заданного значения.

Охлаждение газогенератора обеспечивается протоком горючего по межрубашечному пространству к форсунке-разбавителю.

Основные технические данные

Давление газов в газогенераторе7 МПаДавление газов на выходе из ГГ3.5 МПаТемпература газов на выходе из ГГ520 КСоотношение компонентов0.0612

16. Смеситель

В смесителе образуется газ с избытком окислителя, для наддува бака изделия.

Смеситель представляет собой сварную конструкцию, состоящую из трубы и кожуха. В пяти поперечных сечениях трубы имеется по четыре равнорасположенных по окружности отверстия. К кожуху приварена труба, соединяющаяся с полостью окислителя газогенератора.

Газ от коллектора турбины через жиклер поступает в трубу. Для понижения температуры газа до требуемой, из газогенератора через жиклер по трубе подводится окислитель, который через отверстия в трубе впрыскивается в газовый поток.

Номинальные расходы газа и окислителя обеспечиваются жиклерами.

Основные технические данные

Давление газа на выходе3.5 МПаТемпература газа на выходе520 К

17. Турбонасосный агрегат. Общие сведения и основные технические данные

Турбонасосный агрегат обеспечивает подачу компонентов топлива в камеру сгорания, газогенератор, смеситель и рулевую машинку. Турбонасосный агрегат включает в себя одноступенчатую газовую турбину реактивного типа, насосы окислителя и горючего центробежного типа. Насос горючего - двухступенчатый.

Конструктивно ТНА состоит из двух узлов: насоса окислителя с турбиной и насоса горючего. Корпусы насосов и турбины в сборе образуют общий жесткий корпус ТНА. В корпусах насосов установлены штуцеры, к которым подсоединяются магистрали слива и дренажа компонентов. На корпусе насоса горючего имеется проушина для размещения опоры.

ТНА имеет два вала: вал насоса окислителя и турбины и вал насоса горючего. Валы между собой соединены рессорой, обеспечивающей надежную передачу крутящего момента с вала насоса окислителя на вал насоса горючего при возможных взаимных смещениях и перекосах осей валов. Каждый вал установлен на двух шариковых подшипниках, один из которых имеет осевую фиксацию.

Охлаждение и смазка двух подшипников (по одному в насосах окислителя и горючего) осуществляется компонентами, двух других - консистентной смазкой.

Насос окислителя и первая ступень насоса горючего имеют крыльчатки закрытого типа с двухсторонним подводом компонентов топлива, а вторая ступень насоса горючего - крыльчатку закрытого типа с односторонним подводом горючего.

Для обеспечения бескавитационной работы насосов перед входом в крыльчатки установлены осевые преднасосы - шнеки.

Осевое усилие, возникающее на рабочем колесе турбины разгружается при помощи авторазгрузочного устройства.

Использование в двигателе самовоспламеняющихся компонентов топлива потребовало введения в конструкцию ТНА надежной системы уплотнений. Герметичность полостей насосов и турбины обеспечивается применением уплотнении манжетного и сильфонного типа и гидрозатворов. В случае просачивания компонентов через уплотнения, они отводятся из специально предусмотренных дренажных полостей через соответствующие дренажные трубопроводы.

18. Турбина

Турбина - реактивного типа, дозвуковая, осевая. Рабочее тело - окислительный газ, образующийся в газогенераторе.

Турбина состоит из ротора, статора с сопловым аппаратом и коллектором с патрубками.

Ротор турбины состоит из рабочего колеса турбины и вала. Рабочее колесо соединено с валом посредством фланцевого соединения винтами. Передача крутящего момента, от рабочего колеся к валу, осуществляется с помощью штифтов.

Лопатки и диск, из которых состоит рабочее колесо турбины, отлиты из жаропрочного сплава как одно целое. Лопатки по высоте имеют постоянный профиль.

Вал ротора выполнен из легированной стали. На поверхности вала выфрезерованы прямоугольные шлицы для посадки крыльчатки и шнеков насоса окислителя. Внутри вала выполнены эвольвентные шлицы для соединения вала с рессорой.

Статор турбины представляет собой сварную конструкцию, в которой расположен сопловой аппарат. Все детали статора и коллектора выполнены из жаропрочного сплава.

19. Насос окислителя

Насос предназначен для подачи окислителя в газогенераторы и струйный преднасос.

Основным рабочим элементом насоса является крыльчатка закрытого типа с двухсторонним входом. Крыльчатка отлита из высокопрочного алюминиевого сплава и для защиты от коррозии фосфатируется.

На входе в крыльчатку установлены шнеки, изготовленные из нержавеющей стали. Для предотвращения местного нагрева и возгорания материала из-за возможного появления надиров и наклепов посадочные места и торцы шнеков омеднены, а между шнеками и крыльчаткой введены медные кольца.

Корпус насоса выполнен в виде отливки из высокопрочного алюминиевого сплава и для защиты от коррозии анодирован.

Полости высокого и низкого давления насоса разделяются посредством установки на бурты крыльчаток плавающих лабиринтных уплотнений. Полости турбины и насоса окислителя разделяются гидрозатвором лабиринтного типа, также выполняющего роль авторазгрузочного устройства компенсирующего осевое усилие от турбины. Уплотнение по валу со стороны крышки состоит из гидрозатвора, сильфонного и манжетного уплотнений.

Для обеспечения компенсации тепловых расширений корпуса насоса и вала внешняя обойма подшипника в корпусе не зафиксирована. Для исключения проворота вала относительно подшипника внутренняя обойма последнего устанавливается на вал с гарантированным натягом.

20. Насос горючего

Насос предназначен для подачи горючего в камеру сгорания, газогенераторы и рулевую машинку. Насос горючего центробежного типа, двухступенчатый. Основными рабочими элементами насоса являются крыльчатки первой и второй ступени. Крыльчатка первой ступени насоса горючего закрытого типа с двухсторонним входом отлита из высокопрочною алюминиевого сплава и по конструкции мало отличается от крыльчатки насоса окислителя. Для улучшения всасывающей способности насоса на входах в крыльчатку установлены шнеки 5. Шнеки изготовлены из нержавеющей стали.

Крыльчатка второй ступени насоса закрытого типа с односторонним входом и отлита из высокопрочного алюминиевого сплава. Вал насоса изготовлен из легированной стали. На валу выфрезерованы прямоугольные шлицы для посадки крыльчатки и шнеков и две шпоночные канавки для посадки крыльчатки. Со стороны насоса окислителя вал имеет внутренние эвольвентные шлицы для рессоры.

Корпус насоса, являющийся общим для обеих ступеней, крышки корпусов и уплотнений изготовлены из алюминиевого сплава. В крышках имеются места для установки подшипников и уплотнений.

Подшипник кроме радиальных нагрузок воспринимает осевые усилия, возникающие при работе насоса.

Для обеспечения компенсации тепловых расширений корпуса насоса и вала внешняя обойма второго подшипника не зафиксирована относительно корпуса. Подшипник смазывается и охлаждается горючим, поступающим через зазор лабиринтного уплотнения. От подшипника компонент по каналу в корпусе и крышке насоса поступает в полость низкого давления первой ступени насоса.

Входные полости первой и второй ступеней насоса, а также полости высокого и низкого давления в каждой ступени, разделены плавающими лабиринтными уплотнениями.

Уплотнение насоса со стороны крышки состоит из гидрозатвора и манжетного уплотнения.

Основные технические данные

Число оборотов12 580 об/минМощность турбины22.5 МВтМощность насоса окислителя14 МВтМощность насоса горючего (обе ступени)8.5 МВтРасход «0» через ТНА (с учетом отбора на преднасос)457.8 кг/сРасход «Г» через ТНА161.7 кг/сДавление на выходе из насоса «0»28 МПаДавление на выходе из насоса «Г» первой ступени второй ступени 24.7МПа 29.0 МПаРасход газа через турбину420.8 кг/сПерепад давление на турбиной1.556Температура газа перед турбиной780 К

21. Работа турбонасосного агрегата

После срабатывания пиромембранных клапанов на входных магистралях двигателя, под действием гидростатического давления столба жидкости и давления наддува баков компоненты топлива поступают в полости насосов. Из насоса окислителя и второй ступени насоса горючего компоненты поступают и основной газогенератор, а горючее из первой ступени насоса «Г» в камеру сгорания

Газ, полученный при сгорании компонентов топлива в ГГ, поступает к лопаточному сопловому аппарату турбины. Откуда поступает на рабочее колесо, приводя его во вращение. Отработанный газ, выходя с лопаток турбины, поступает в коллектор, откуда по газоводам проходит в ФГ (форсуночная головка) камеры сгорания.

Принцип работы обоих насосов одинаков. Через входной патрубок компонент топлива поступает в заборники насоса, по которым он подводится к шнекам. Из шнеков компонент поступает в крыльчатку. В каналах крыльчатки жидкость подхватывается лопатками и отбрасывается с большой скоростью к периферии. При этом происходит увеличение давления жидкости. Из крыльчатки жидкость поступает в улитку.

При движении жидкости по диффузору скорость ее движения уменьшается, а давление возрастает. При выключении двигателя происходит отсечка линий питания газогенератора окислителем и горючим. Поступление рабочего тела от газогенератора к турбине прекращается и турбонасосный агрегат останавливается.

22. Расчёт шнеко-центробежного насоса окислителя. Исходные данные

. Массовый расход компонента через насос (кг/с): , - полный расход через весь насос.

Для расчёта принимаем ,так как данный двигатель обладает большой мощностью и большими расходами компонентов через насосы, поэтому необходимо и целесообразно применение колеса с двойным входом в насос, и следовательно расчёт параметров ведётся по половине расхода, исключением является расчёт выхода и КПД насоса.

2. Полное давление на выходе насоса: Па

3. Минимальное полное давление на входе в насос: Па

4. Максимальная температура компонента на входе: К

5. Плотность компонента: кг/м3

6. Давление паров при температуре 320 К: Па

. Коэффициент кинематической вязкости компонента: м2/с

23. Рассчитываемые и выбираемые величины

a) Определение выходных параметров насоса

8. Объемный расход компонента: м3/с

. Потребный напор (Дж/кг): Дж/кг

б) Определение частоты вращения

10. Кавитационный резерв, задаёмся: Дж/кг

Резерв давления учитывает несовершенство способов определения необходимого запаса полного давления и антикавитационных качест насоса.

. Допустимый срывной кавитационный запас насоса:

Дж/кг

12. Мощность турбины: Вт

Так как насос окислителя и горючего в данной схеме расположены по одну сторону от турбины, и насос окислителя расположен рядам с турбинной, так как её работа осуществляется на окислительном газе, то вал шнека передаёт мощность равную суммарной мощности насосав (мощность турбины), и следовательно наибольший диаметр втулки должен иметь шнек расположенный ближе к турбине и следовательно расчёт ведётся по мощности турбины. (конструктивно вторая половина насоса и шнек выполняются аналогично первой)

13 Коэффициент диаметра втулки

Н/м2 - допустимое напряжение на кручение, для легированных сталей

. Максимальное значение кавитационного коэффициента быстроходности насоса:

15. Оптимальный коэффициент диаметра шнека:

16. Оптимальный коэффициент эквивалентного диаметра шнека:

17. Относительный диаметр втулки шнека: (п. 14-17 определяется из графика [3.59, [2]], как функция от относительного диаметра втулки найденному по оптимальному значению коэффициента диаметра втулки (подвод осевой).)

18. Угловая скорость:

рад/сек

об/мин

19. Коэффициент быстроходности насоса

в) Расчёт шнека и входа в центробежное колесо.

20. Наружный диаметр шнека:

м

. Диаметр втулки:

м

сразу определим диаметр вала:

м

. Эквивалентный диаметр шнека:

м

. Средний диаметр шнека:

м

. Окружная скорость шнека на среднем диаметре:

м/с

. Осевая составляющая скорость на входе в шнек:

м/с

. Отношение скоростей:

27. Диаметр входа в колесо:

м

принимаем, что шнек вставной.

28. Средний диаметр входа в колесо: м

29. Отношение диаметров центробежного колеса (в первом приближении):

м

где отношение среднего диметров входа:

число входов в колесо:

расходный параметр:

коэффициент диаметра входа:

произведение коэффициента числа лопаток и гидравлического кпд задаётся с учётом того, что D1/D2<0.7:

. Ширина колеса на входе:

м

эквивалентный диаметр входа в ЦБК:

м

отношение площадей выхода из шнека и входа в колесо:

. Относительная окружная составляющая абсолютной скорости потока на выходе шнека:

относительный срывной напор:

Дж/кг

гидравлический кпд:

уменьшение напора шнека из-за кавитации:

абсолютная скорость на входе в колесо:

м/с

меридиональная скорость на входе в колесо: м/с

относительная осевая скорость на входе в шнек:

мера эффективности - заострение лопаток, это отношение толщины входных кромок и числа лопаток к диаметру входа в колесо, задаётся из соображений прочности и технологичности, для улучшения антикавитационных свойств:

коэффициент кавитации центробежного колеса:

относительная окружная составляющая на выходе из шнека определяется из формулы:

точки пересечения дали нам два корня, следует выбрать минимальное значение, так как при этом шнек будет мене напорным, и будет обладать большим кпд и лучшими антикавитационными свойствами.

,

отсюда следует окружная составляющая абсолютной скорости потока на выходе шнека:

м/с

. Эквивалентный шаг шнека:

. Угол потока на входе в шнек:

. Угол лопаток шнека на входе при s=s1=s2

35. Угол атаки на входе в шнек:

так как iср<100, то принимаем шнек с постоянным шагом.

. Число лопаток шнека:

. Густота шнека:

это вполне оптимально, так увеличение уменьшает падение напора между критическим и срывным режимом шнекоцентробежного насоса.

. Осевая длина шнека (м)

угол конусности на входе шнека, для улучшения антикавитационных свойств:

угол конусности на выходе шнека, для увеличения стойкости лопатки к колебаниям:

м

. Длина лопатки шнека:

м

г) Проверочный кавитационный расчёт

40. Поправка:

где

относительная длинна профиля:

угол входного клинообразного участка:

относительная толщина входной кромки:

отношение углов принимаем:

41. Коэффициент кавитации шнека поправка В.И. Петрова и В.Ф. Чебаевского для различных шнеков:

. Коэффициент потерь в подводе:

задаем отношение площадей:

43. Срывной кавитационный запас насоса

Дж/кг

. Кавитационный коэффициент быстроходности насоса

д) Определение размеров ЦБК

45. Угол потока на входе в колесо:

радиус входа в колесо: м

средний радиус колеса: м

окружная составляющая скорости на входе в колесо:

м/с

46. Угол лопаток на входе в колесо:

задаём угол атаки:

. Коэффициент напора:

Окружная скорость колеса на наружном диаметре:

м/с

. Наружный диаметр колеса:

м

. Угол лопаток на выходе колеса:

отношение площадей, для конфузорного канала:

51. Ширина колеса на выходе:

м

. Отношение диаметров колеса (второе приближение):

. Число лопаток колеса:

относительный диаметр колеса: м

принимаем равное:

. Гидравлический КПД насоса:

принимаем, из условия D1/D2<0.7

. Теоретический напор:

Дж/кг

. Коэффициент, учитывающий конечное число лопаток (определяем по графику 3.8. [2]):

57. Теоретический напор при бесконечном числе лопаток:

Дж/кг

. Окружная скорость колеса на наружном диаметре:

м/с

. Наружный диаметр колеса:

м

. Отношение диаметров колеса:

. Окружная составляющая абсолютной скорости потока на выходе колеса

м/с

е) Расчёт подвода

62. Площадь сечения выхода из подвода:

м2

63. Площадь сечения входа в подвод:

м2

. Диаметр входа:

м

. Скорость на входе (задаём): м/с

. Геометрические соотношения подвода.

ж) Расчёт отвода

67. Ширина колеса с дисками: м

0.0025 - ширина каждого из дисков на выходе.

. Ширина спирального сборника: м

.003 - зазору между дисками на периферии.

. Отношение скоростей (задаёмся):

. Скорость потока в горле отвода: м/с

Далее расчёт ведётся по полному расходу через насос, так как у него один выход:

м3/с

71. Площадь сечения горла (площадь входа в конический диффузор):

м2

. Эквивалентный диаметр горла:

м

. Площадь сечения выхода из конического диффузора:

скорость выхода: м/с

м2

. Диаметр выхода из насоса (из конического диффузора):

м

. Эквивалентный угол конического диффузора (задаём):

. Длина конического диффузора:

м

з) Расчёт потерь, мощности и КПД насоса

77. Коэффициент потерь в центробежном колесе (без учета влияния шнека):

. Коэффициент потерь в коническом диффузоре:

где отношение площадей:

. Коэффициент потерь в отводе:

. Гидравлический КПД насоса (без учета влияния шнека):

. Гидравлический КПД насоса с учетом влияния шнека:

где оптимальное значение закрутки:

82. Гидравлический КПД отвода:

потери в отводе:

Дж/кг

. Гидравлический КПД колеса:

. Коэффициент расхода через уплотнения колеса:

принимаем:

ширина уплотнения: м

коэффициент сопротивления:

зазор между колесом и корпусом: м

. Диаметр переднего уплотнения:

м

0.0025 - ширина диска колеса над шнеком

. Удельная работа, затрачиваемая жидкостью при перетекании через уплотнение:

Дж/кг

где

радиус выхода: м

радиус уплотнения: м

статический напор: Дж/кг

. Расход жидкости через переднее уплотнение:

м3/с

. Расход через зазоры в насосе: м3/с

. Расходный КПД насоса:

* 2 перед Qу, так как двух сторонний подвод

. Число Рейнольдса дисков колеса:

. Коэффициент трения дисков:

. Мощность дискового трения:

Вт

. Дисковый КПД насоса:

. Внутренний мощностной КПД насоса:

. Механический КПД насоса: - так как используем импеллер

. Полный КПД насоса:

. Мощность, потребляемая насосом:

Вт

24. Расчёт шнеко-центробежного насоса горючего первой ступени

Исходные данные

1. Массовый расход компонента через насос (кг/с): , - полный расход через весь насос.

Для расчёта принимаем ,так как данный двигатель обладает большой мощностью и большими расходами компонентов через насосы, поэтому необходимо и целесообразно применение колеса с двойным входом в насос, и следовательно расчёт параметров ведётся по половине расхода, исключением является расчёт выхода и КПД насоса.

2. Полное давление на выходе насоса: Па

3. Минимальное полное давление на входе в насос: Па

5. Плотность компонента: кг/м3

6. Давление паров при температуре 320 К: Па

. Коэффициент кинематической вязкости компонента: м2/с

РАССЧИТЫВАЕМЫЕ и выбираемые величины:

a) Определение выходных параметров насоса

8. Объемный расход компонента:

м3/с

. Потребный напор (Дж/кг):

Дж/кг

б) Определение частоты вращения

10. Кавитационный резерв, задаёмся: Дж/кг

Резерв давления учитывает несовершенство способов определения необходимого запаса полного давления и антикавитационных качест насоса.

. Допустимый срывной кавитационный запас насоса:

Дж/кг

12. Мощность турбины: Вт

Вал шнека горючего первой ступени передаёт мощность равную суммарной мощности насосов горючего, следовательно расчёт ведётся по суммарной мощности насосов горючего (конструктивно вторая половина насоса и шнек выполняются аналогично первой).

13. Угловая скорость:

В данном случае угловая скорость насоса известна, так как насосы горючего расположены на одной оси с турбиной и насосом окислителя. Насосы горючего и окислитель с турбиной имеют разные валы, но соединены между собой жестко с помощью рессоры:

рад/сек

об/мин

. Потребное значение кавитационного коэффициента быстроходности насоса:

, поэтому применять бусторного насоса или эжектора не нужно, и двухсторонний вход в насос выбран верно, так как, как можно будет убедиться, подставив в формулу полный объёмный расход , коэффициент .

. Диаметр вала и диаметр втулки:

Н/м2 - допустимое напряжение на кручение, для легированных сталей

м

м

. Коэффициент диаметра втулки:

17. Относительный диаметр втулки шнека:

Определяется из условия равенства потребное значение кавитационного коэффициента быстроходности насоса и его значения при определённом .

18. Оптимальный коэффициент диаметра шнека:

следует из п. 17.

19. Оптимальный коэффициент эквивалентного диаметра шнека:

0. Коэффициент быстроходности насоса

в) Расчёт шнека и входа в центробежное колесо.

21. Наружный диаметр шнека:

м

. Эквивалентный диаметр шнека:

м

. Средний диаметр шнека:

м

. Окружная скорость шнека на среднем диаметре:

м/с

25. Осевая составляющая скорость на входе в шнек:

м/с

. Отношение скоростей:

. Диаметр входа в колесо:

м

принимаем, что шнек вставной.

28. Средний диаметр входа в колесо:

м

. Отношение диаметров центробежного колеса (в первом приближении):

м

где,отношение среднего диметров входа:

число входов в колесо:

расходный параметр:

коэффициент диаметра входа:

произведение коэффициента числа лопаток и гидравлического кпд задаётся с учётом того, что D1/D2<0.7:

. Ширина колеса на входе:

м

эквивалентный диаметр входа в ЦБК:

м

отношение площадей выхода из шнека и входа в колесо:

. Относительная окружная составляющая абсолютной скорости потока на выходе шнека:

относительный срывной напор:

Дж/кг

гидравлический кпд:

уменьшение напора шнека из-за кавитации:

абсолютная скорость на входе в колесо:

м/с

меридиональная скорость на входе в колесо:

м/с

относительная осевая скорость на входе в шнек:

мера эффективности - заострение лопаток, это отношение толщины входных кромок и числа лопаток к диаметру входа в колесо, задаётся из соображений прочности и технологичности, для улучшения антикавитационных свойств:

коэффициент кавитации центробежного колеса:

относительная окружная составляющая на выходе из шнека определяется из формулы:

точки пересечения дали нам два корня, следует выбрать минимальное значение, так как при этом шнек будет мене напорным, и будет обладать большим кпд и лучшими антикавитационными свойствами.

,

отсюда следует окружная составляющая абсолютной скорости потока на выходе шнека:

м/с

. Эквивалентный шаг шнека:

33. Угол потока на входе в шнек:

. Угол лопаток шнека на входе при s=s1=s2

. Угол атаки на входе в шнек:

так как iср<100, то принимаем шнек с постоянным шагом.

. Число лопаток шнека:

. Густота шнека:

это вполне оптимально, так увеличение уменьшает падение напора между критическим и срывным режимом шнекоцентробежного насоса.

. Осевая длина шнека.

угол конусности на входе шнека, для улучшения антикавитационных свойств:

угол конусности на выходе шнека, для увеличения стойкости лопатки к колебаниям:

м

39. Длина лопатки шнека:

м

г) Проверочный кавитационный расчёт

40. Поправка:

где

относительная длинна профиля:

угол входного клинообразного участка:

относительная толщина входной кромки:

отношение углов принимаем:

41. Коэффициент кавитации шнека.

поправка В.И. Петрова и В.Ф. Чебаевского для различных шнеков:

. Коэффициент потерь в подводе:

задаем отношение площадей:

. Срывной кавитационный запас насоса

Дж/кг

. Кавитационный коэффициент быстроходности насоса:

д) Определение размеров ЦБК

45. Угол потока на входе в колесо:

радиус входа в колесо:

м

средний радиус колеса:

м

окружная составляющая скорости на входе в колесо:

м/с

. Угол лопаток на входе в колесо:

задаём угол атаки:

47. Коэффициент напора:

Окружная скорость колеса на наружном диаметре:

м/с

. Наружный диаметр колеса:

м

. Угол лопаток на выходе колеса:

отношение площадей, для конфузорного канала:

. Ширина колеса на выходе:

м

52. Отношение диаметров колеса (второе приближение):

. Число лопаток колеса:

относительный диаметр колеса:

м

принимаем равное:

. Гидравлический КПД насоса:

принимаем, из условия D1/D2<0.7

. Теоретический напор:

Дж/кг

. Коэффициент, учитывающий конечное число лопаток (определяем по графику 3.8. [2]):

. Теоретический напор при бесконечном числе лопаток:

Дж/кг

58. Окружная скорость колеса на наружном диаметре:

м/с

. Наружный диаметр колеса:

м

. Отношение диаметров колеса:

. Окружная составляющая абсолютной скорости потока на выходе колеса

м/с

е) Расчёт подвода

62. Площадь сечения выхода из подвода:

м2

. Площадь сечения входа в подвод:

м2

64. Диаметр входа:

м

. Скорость на входе (задаём):

м/с

. Геометрические соотношения подвода (чертёж)

ж) Расчёт отвода

67. Ширина колеса с дисками:

м

.0025 - ширина каждого из дисков на выходе:

. Ширина спирального сборника:

м

.003 - зазору между дисками на периферии

. Отношение скоростей (задаёмся):

. Скорость потока в горле отвода:

м/с

Далее расчёт ведётся по полному расходу через насос, так как у него один выход:

м3/с

. Площадь сечения горла (площадь входа в конический диффузор):

м2

. Эквивалентный диаметр горла:

м

. Площадь сечения выхода из конического диффузора:

скорость выхода: м/с

м2

. Диаметр выхода из насоса (из конического диффузора):

м

. Эквивалентный угол конического диффузора (задаём):

. Длина конического диффузора:

м

з) Расчёт потерь, мощности и КПД насоса

77. Коэффициент потерь в центробежном колесе (без учета влияния шнека):

. Коэффициент потерь в коническом диффузоре:

где отношение площадей:

79. Коэффициент потерь в отводе:

. Гидравлический КПД насоса (без учета влияния шнека):

. Гидравлический КПД насоса с учетом влияния шнека:

где оптимальное значение закрутки:

. Гидравлический КПД отвода:

потери в отводе:

Дж/кг

. Гидравлический КПД колеса:

. Коэффициент расхода через уплотнения колеса:

принимаем:

ширина уплотнения: м

коэффициент сопротивления:

зазор между колесом и корпусом: м

85. Диаметр переднего уплотнения:

м

.0025 - ширина диска колеса над шнеком

. Удельная работа, затрачиваемая жидкостью при перетекании через уплотнение:

Дж/кг

где

радиус выхода: м

радиус уплотнения: м

статический напор: Дж/кг

. Расход жидкости через переднее уплотнение:

м3/с

. Расход через зазоры в насосе:

м3/с

89. Расходный КПД насоса:

* 2 перед Qу, так как двух сторонний подвод

. Число Рейнольдса дисков колеса:

. Коэффициент трения дисков:

. Мощность дискового трения

Вт

. Дисковый КПД насоса

. Внутренний мощностной КПД насоса

95. Механический КПД насоса

- так как используем импеллер

. Полный КПД насоса

. Мощность, потребляемая насосом:

Вт

Геометрические параметры

ОкислительГорючее1Горючее 2Диаметр валаdв605550ммПараметра шнекаДиаметр втулкиdвт726060ммНаружный диаметр шнекаDш169159-ммСредний диаметр шнекаDср118109-ммУгол лопатки шнека на входеß1л ср9˚7˚-Число лопаток шнекаzш22-Осевая длинна шнекаlz ш7963-ммДлинна лопатки шнекаbл ср375344-ммУгол конусности на входе в шнекΘ1120120-Угол конусности на выходе из шнекаΘ2160160-Эквивалентный шаг шнекаsэ6245-ммПараметра колесаДиаметр входа в колесоD016913580ммСредний диаметр входа в колесоD113112080ммНаружный диаметр колесаD2268352150ммШирина колеса на входеb1586020ммШирина колеса на выходеb21366ммШирина колеса с дискамиbд181111ммТолщина диска колеса над шнекомΔ2.52.52.5ммУгол лопаток на входе в колесоß1л ц15820Угол лопаток на выходе из колесаß2л ц272530Число лопатокz10166ммПодводЧисло подводов-221Диаметр входаDвх16215786ммОтводШирина спирального сборникаbз241817ммДиаметр выхода из насоса (из конического диффузора)Dвых12710239ммЭквивалентный диаметр горлаdэ г735128ммЭквивалентный угол конического диффузораαэ161610Длина конического диффузораlк д19718263ммУплотненияДиаметр переднего уплотненияDу17216485ммШирина уплотненияlу151510ммЗазор между колесом и корпусомδу0.40.40.3мм

Параметры турбины

ПараметрСопловой аппаратРабочие колесо-Степень парциалльностиε1Степень реактивностиρт0.2Геометрические параметрыСредний диаметрDср309309ммДиаметр дискаD2-277ммДиаметр с бандажомDб-341ммВысота лопаткиh2932ммШирина лопаткиb1515ммХорда лопаткиhл2116.5ммШагt1710.7ммЧисло лопатокz5890ммУглыУгол установки лопаткиχ4566oУгла потокаУгол потока на входе и выход в относительном движенииβ6333oУгол потока на входе и выход в абсолютном движенииα2488oСкоростиОкружная скоростьu203203м/сОтносительная скоростьc341128м/сАбсолютная скоростьw176236м/с

Узлы уплотнений

Полости высокого и низкого давления насосов разделяются посредством установки на бурты крыльчаток плавающих лабиринтных уплотнений. Обойма выполнена из алюминиевого сплава, опорное кольцо - из нержавеющей стали, лабиринт из высокопрочного алюминиевого сплава. С целью предотвращения надиров материала лабиринт подвергается твердому анодировнию. На торцевую поверхность опорного кольца наплавлен стеллит для уменьшения износа в месте контакта.

При работе насоса лабиринт прижимается давлением компонента к торцевой поверхности опорного кольца. Компонент может протекать только через малый диаметральный зазор (0,4 мм) между лабиринтом и крыльчаткой. Благодаря высокому гидравлическому сопротивлению зазора перетекание компонента сводится к минимуму.

Гидрозатвор лабиринтного типа, расположенный между турбиной и насосом окислителя во фланце коллектора турбины.

При работе насоса окислитель из полости высокого давления подводится по каналу в корпусе и втулке в кольцевую полость коллектора турбины, а затем через радиальные отверстия в стакане в полость гидрозатвора. Давление «О» и в полости гидрозатвора на любом режиме работы ТНА превышает давление газов в полости турбины. При работе насоса лабиринты и прижимаются давлением окислителя к торцевым поверхностям опорного кольца и опорного стакана. Окислитель может перетекать только через диаметральный зазор (0,3 мм) между лабиринтами и валом. Благодаря высокому гидравлическому сопротивлению щели перетекание окислителя в полость турбины сводится к минимуму.

Осевое усилие, возникающее на рабочем колесе турбины и в насосе при работе ТНА, разгружается автоматически при помощи авторазгрузочного устройства. В полость усторйства компонент подводится из полости высокого давления через канал в корпусе насоса и паз в кольце. Полость сообщается через шестнадцать отверстий, просверленных в крышке и корпусе, с полостью низкого давления насоса. Конический лабиринт плавающего типа упирается в торцевую поверхность неподвижной крышки, при этом зазор между коническими поверхностями диска и лабиринта является жиклирующим элементом. Расход окислителя через этот зазор смазывает и охлаждает подшипник.

Возникающая при работе ТНА разность между уравновешивающим осевым усилием, которое определяется перепадом давления на диске АРУ, и осевым усилием от турбины вызывает перемещение ротора, что влечет за собой изменение зазора между коническими поверхностями диска и лабиринта, а, следовательно, и соотношения давлений, действующих на диск, в результате, чего осевое усилие от турбины компенсируется уравновешивающим осевым усилием на диске.

Уплотнение по валу со стороны крышки состоит из гидрозатвора (импеллера), сильфонного и манжетного уплотнений.

Гидрозатвор (импеллер) работает подобно центробежному насосу: при вращении вала лопатки отражателя отбрасывают компонент к периферии. Благодаря работе гидрозатвора давление перед сильфонным уплотнением снижается.

Сильфонное уплотнение - уплотнение контактного типа. Окислитель, просочившийся между контактирующими между собой втулкой и кольцом во внутреннюю полость сильфона, поступает через четыре паза в дренажную полость, откуда отводится по дренажному трубопроводу.

В крышке размещаются три резиновых манжетных уплотнения, препятствующих попаданию окислителя в полость подшипника и вытеканию смазки из него.

В крышке уплотнений размещаются два манжетных уплотнения, предотвращающих попадание в полость подшипника посторонних частиц (пыли, грязи и т.п.) и вытекание смазки из него.

Список используемой литературы

1.«Теория и расчёт агрегатов питания ЖРД» Овсянников Б.В., Боровский Б.И. 1986

2.«Пневмогидравлические Системы ЖРД РН» Андреев В.В. 1994.

.«Учебно-методическое пособие по изучению изделия РД-253» Мартемьянов Р.В. 1997

.«Конструкция и проектирование ЖРД», Гахун Г.Г. 1989

.«Расчёт газогенераторов», Березанская Е.Л.

.«Топлива и рабочие тела в ЖРД», Штехер М.С. 1976

.«Основы проектирования ДЛА», часть 1, Пинчук В.А. и Сиротко В.А. 1990

.«Теория и расчёт ЖРД», Алемасов В.Е. и др. 1989

.«Справочник термодинамических параметров топлив», Глушко, 7 томов

.М/У по «Условнам обозначениям агрегатов ПГС» Темышев В.М.

.Программа ПК MathCad Professional 2001

12.Программа ПК Compas 5.11 LT