Экспериментальные исследования характеристик посадочной двигательной установки пилотируемого транспортного корабля и газодинамического воздействия струй на посадочную поверхность

При создании пилотируемого транспортного корабля (ПТК) нового поколения большое внимание уделяется вопросам обеспечения мягкой посадки многоразового возвращаемого аппарата (ВА), для чего используется парашютно-реактивная система посадки [1]. Непосредственно у поверхности Земли торможение ВА обеспечивается посадочной твердотопливной двигательной установкой (ПТДУ), сопла которой расположены на боковой конической поверхности аппарата сегментально-конической формы (рис. 1). В составе многосопловой ПТДУ имеются восемь сопел вертикального торможения (ВТ) и четыре сопла горизонтального торможения (ГТ). Сопла ВТ обеспечивают гашение вертикальной составляющей скорости ВА, а сопла ГТ — горизонтальной составляющей скорости, обусловленной ветровым воздействием при посадке.

в)

а)                                  б)

г)                                       д)                                       е)

Рис. 1. Схема возвращаемого аппарата (ВА) пилотируемого транспортного корабля (ПТК) с посадочной твердотопливной двигательной установкой (ПТДУ): а — ВА с посадочными опорами; б — боковая поверхность ВА с косыми срезами сопел вертикального (ВТ) и горизонтального (ГТ) торможений; в — схема расположения сопел ПТДУ; г — сопло ВТ; д — сопло ГТ; е — макет ВА ПТК на выставке «МАКС-2015»

Сопла ВТ и ГТ имеют цилиндрическую предсопловую полость, перпендикулярную оси сопла и соединяющуюся газоводом с расположенной выше по потоку другой цилиндрической полостью (рис. 2, а). Продукты сгорания подводятся к цилиндрической полости по общему газоводу от камеры сгорания. Сопла имеют прямоугольное критическое сечение, площадь которого может изменяться с помощью регулятора расхода продуктов сгорания (далее по тексту — поворотной заслонки), и косой срез (рис. 2, а–г). Особенности течения в таких соплах, их расходные и тяговые характеристики, в т. ч. создаваемые ими боковые силы, при разных положениях поворотной заслонки мало изучены. Доступные публикации по данному вопросу отсутствуют.

Особенности течения в таких соплах необходимо учитывать при анализе эффективности ПТДУ и оценке газодинамических сил, действующих на ПТК. Знание воздействий струй сопел ПТДУ на посадочную поверхность необходимо для прогнозирования эрозии и уноса грунта при посадке на неподготовленные площадки, а также — воздействия уносимого грунта на посадочные опоры и днище ВА.

В данной статье представлены результаты модельных экспериментальных исследований, выполненных на модели масштаба 1:1,5 одиночного сопла ВТ ПТДУ в Центре Келдыша на сопловом дифференциальном стенде (СДС) (рис. 3, а, б). В качестве рабочего тела использовались высокотемпературные продукты сгорания воздушно-этанолового топлива с коэффициентом избытка окислителя α < 1 (полная температура Т ₀ ≈ 1 250 К) и холодный воздух высокого давления при таких же, как в натурных условиях, полных давлениях рабочего тела перед соплами р _к = 60…120 кгс/см². На модели воспроизводились также макет фрагмента кормовой части ВА и имитатор посадочной поверхности (рис. 3, в, г). Дифференциальный стенд позволяет получить тяговые характеристики исследуемого сопла на основе измерений разности тяг камер с «эталонным» (с известными характеристиками) и исследуемым соплами (рис. 3, б).

В результате этих исследований определены:

• •    коэффициенты расхода и удельного импульса тяги сопла ВТ с регулируемым критическим сечением, а также структура течения в расширяющейся части этого сопла при различных перекрытиях критического сечения сопла поворотной заслонкой и различных давлениях рабочего тела в камере сгорания;

• •    распределения давления от струи сопла ВТ на посадочной поверхности при минимальном расстоянии от днища ВА до посадочной поверхности, соответствующем касанию этой поверхности посадочными опорами.

Параметры моделирования

Для экстраполяции модельных экспериментальных данных на натурные условия исследования на СДС выполнены с использованием в качестве рабочих тел холодного воздуха и высокотемпературных продуктов сгорания воздушно-этанолового топлива со следующими параметрами:

• •    холодный (с полной температурой Т ₀ ≈ 290 К) воздух высокого давления («холодные» испытания);

• •    высокотемпературные ( Т ₀ ≈ 1 250 К) продукты сгорания воздушно-этанолового топлива, полученные в стендовой камере сгорания при среднем по камере сгорания массовом соотношении компонентов топлива K_m = 2,3…3,2 (коэффициент избытка окислителя α = 0,27…0,37) («горячие» испытания).

Эти модельные рабочие тела при таких же, как в ПТДУ, полных давлениях рабочего тела перед соплом р _к отличаются от натурного рабочего тела (продуктов сгорания ПТДУ) не только полной температурой (в ПТДУ Т ₀ ≈ 2 900 К), но также и другими параметрами, представленными в таблице (для воздушно-этанолового топлива представлены параметры при K_m = 3,0). Но при этом степень нерасчетности модельных струй такая же, как у натурных струй.

Таблица

Параметры течений в соплах в натурных и модельных условиях

Параметры рабочего тела	Продукты сгорания ПТДУ		Продукты сгорания топлива воздух+этанол при Km = 3,0		Воздух высокого давления
р к , кгс/см2	120	80	120	80	120	80
Т 0 , К	2 900	2 900	1 250	1 250	290	290
n	1,265		1,3		1,4
L cл / L c , %	1,8	2,9	0,7	1,2	0,1	0,1
L cт / L c , %	5,5	8,6	2,2	3,5	0,3	0,4

В таблице использованы следующие обозначения: n — средний по длине сопла показатель изоэнтропы рабочего тела (определяет число Маха и отрыв потока от стенок сопла [2]); L _cл / L _c — относительная осевая длина L _cл, на которой пограничный слой в сопле ламинарный ( L _c — осевая длина от начала поворотной заслонки до середины косого среза сопла).

Величина L _cл определена по критерию ламинарно-турбулентного перехода в пограничном слое в сопле [2], основанному на числе Рейнольдса Re L = p₀ V max L c / ц w , где p₀ — плотнос ть заторможенного потока; V max = a ₀ S 2/( n - 1) — скорость истечения рабочего тела в вакуум ( a ₀ — скорость звука в камере сгорания); ц w — вязкость рабочего тела при температуре стенки сопла. При Re _L ≤ 10⁷ пограничный слой в сопле ламинарный, а при Re _L ≥ 3·10⁷ — турбулентный; L _cт / L _c — относительная осевая длина L _cт, на которой пограничный слой в сопле становится турбулентным.

По данным таблицы видно, что на большей части модели сопла ВТ пограничный слой, как и в натурных условиях, турбулентный.

В модели сопла ВТ масштаба 1:1,5 воспроизведены (рис. 2):

• •    форма проточной части предсоплового объема, состоящая из вертикального цилиндра, к которому подводится рабочее тело, цилиндра, в котором установлена поворотная заслонка, регулирующая площадь прямоугольного критического сечения сопла, и патрубка, соединяющего эти цилиндры между собой;

• •    форма горла сопла прямоугольного сечения, постоянного по длине до начала конической расширяющейся части сопла;

• •    форма конической расширяющейся части сопла, образованная несколькими коническими поверхностями, абсциссы граничных сечений которых геометрически подобны натурным, а ординаты этих сечений скорректированы относительно натурных для получения такого же, как при показателе изоэнтропы продуктов сгорания ПТДУ n = 1,265, числа Маха потока в сопле при показателе изоэнтропы модельного рабочего тела n = 1,3;

• •    косое выходное сечение, расположенное на геометрически подобном натурному расстоянии от горла сопла и под таким же, как у натурного сопла, углом наклона относительно оси сопла.

При испытаниях модели сопла ВТ на СДС определялись:

• •    коэффициент расхода модели сопла ВТ (с погрешностью ≤ ±0,18%) по измеренному давлению в ресивере перед делительными соплами (рис. 3, б) в «холодных» испытаниях;

• •    коэффициент удельного импульса тяги камеры с моделью сопла ВТ с косым срезом (с погрешностью ≤ ±0,1%) (рис. 2, а, б, г) по измеренной разности тяг между этой моделью и «эталонным» (с известными характеристиками) соплом (рис. 3, б);

• •    боковая сила, действующая на сопло с косым срезом перпендикулярно оси сопла, с погрешностью ±2 кгс (±2% от верхней

границы измерения используемого тензо-измерительного стакана 100 кгс — рис. 3, б);

• •    давление в камере сгорания с погрешностью ±0,4 кгс/см²;

• •    статические давления (с погрешностью ±0,25% от верхнего предела измерения) в 71 точке на внутренней поверхности расширяющейся части сопла вдоль четырех образующих, расположенных в окружном направлении через 90°;

• •    статические давления (с погрешностью ±0,25% от верхнего предела измерения) в 18 точках на имитаторе посадочной поверхности в зоне воздействия струи сопла на этот имитатор.

Расходные и тяговые характеристики сопла вертикального торможения

Зависимость коэффициента расхода μ сопла ВТ, определенного по результатам испытаний модели масштаба 1:1,5 и перенесенного без изменений на натурные условия, от величины перекрытия заслонкой критического сечения сопла (1 – F _* / F _*max), показана на рис. 4, а, где μ = m _р/ m _ид; m _р — реальный расход через сопло; m _ид — идеальный расход через сопло в одномерной постановке без учета трения; F _* — текущая площадь критического сечения; F _*max — площадь полностью открытого критического сечения.

Перенос коэффициента расхода без изменений на натурные условия основывается на том, что, согласно работе [2], определяющее влияние на µ оказывает форма сужающейся части сопла, которая у данной модели геометрически подобна натурной, а меньшее влияние — показатель изоэнтропы рабочего тела и толщина вытеснения пограничного слоя. У сопла ВТ его сужающаяся часть подходит к критическому сечению сопла под большим углом и отделена от предсоплового объема уступом, что препятствует развитию пограничного слоя до критического сечения сопла. Кроме того, в сопло поступает сильно возмущенный поток, причем, чем больше открыто критическое сечение сопла, тем сильнее возмущен этот поток. Поэтому коэффициент расхода µ этого сопла определяется только геометрией сужающейся части сопла и предсоплового объема.

Очевидно (и это подтверждают расчеты по программе Flow Simulation [3]), что увеличение μ при увеличении (1 – F _*/ F _*max) связано с уменьшением скорости рабочего тела в пред-сопловых объемах и, соответственно, уменьшением в них потерь полного давления рабочего тела (рис. 5, а), а также с увеличением равномерности потока в критическом сечении сопла (рис. 5, б).

а)

б)

в)

г)

д)

Рис. 2. Модель масштаба 1:1,5 сопла вертикального торможения: а — чертеж модели; б — модель перед установкой на сопловой дифференциальный стенд (СДС); в — модель с трубками измерения статических давлений на внутренней поверхности расширяющейся части сопла; г — модель с косым срезом в испытаниях на СДС с измерением разности тяг; д — модель с прямым срезом в испытаниях на СДС с измерением разности тяг

а)

б)

в)

г)

Рис. 3. Сопловой дифференциальный стенд (СДС): а — общий вид СДС без шумопоглощающих покрытий; б — схема СДС: 1 — барокамера; 2 — выхлопные диффузоры; 3 — «эталонное» сопло; 4 — камеры сгорания; 5 — смесительные головки; 6 — запальники; 7 — блоки делительных сопел; 8 — ресивер; 9 — исследуемое сопло; 10 — подвижная рама; 11 — демпферы; 12 — тензо-измерительный стакан; в — модель сопла вертикального торможения (1) с макетом фрагмента кормовой части ВА (2) на СДС с шумопоглощающими покрытиями; г — модель сопла вертикального торможения (1) с макетом фрагмента кормовой части ВА (2) и имитатором посадочной поверхности (3) на СДС с шумопоглощающими покрытиями

а) б)

Рис. 4. Прогнозируемые по результатам модельных испытаний зависимости от перекрытия (1 – F_* /F_*max ) критического сечения натурного сопла вертикального торможения: а — коэффициента расхода μ; б — коэффициента земного удельного импульса тяги ф _ь; • — р_к = 120 кгс/см²; • — р к = 80 кгс/см²

а)

б)

Рис. 5. Расчеты по программе Flow Simulation [3] течения воздуха высокого давления в модели масштаба 1:1,5 сопла ВТ с (1 – F_* /F_*max) = 0; 50%: а — полное давление; б — число Маха трансзвукового течения в горле сопла при (1 – F_* /F_*max) = 0% в продольном и поперечных сечениях А и Б, а также при (1 – F_* /F_*max) = 50% в продольном сечении

Прогнозируемые по результатам модельных испытаний зависимости от величины (1 – F*/F*max) коэффициента земного удельного импульса тяги (Iуз) натурного сопла ВТ ϕIз = Iуз /Iуз ид, где Iуз ид — идеальный (термодинамический) пустотный удельный им- пульс тяги с учетом μ при давлениях в камере сгорания рк = 120 кгс/см2 и рк = 80 кгс/см2, показаны на рис. 4, б. Видно, что они прак- тически одинаковы.

Вследствие того, что сопло ВТ имеет косой срез, на его более длинную стенку со стороны омывающих ее продуктов сгорания действует боковая (перпендикулярная оси сопла) сила Rбок пс, а с внешней стороны — атмосферное давление рн. В результате боковая сила Rбок з, действующая на сопло с косым срезом при атмосферном внешнем давлении рн, определяется как

R

бок з

бок пс р н бок^,

где F _бок — площадь проекции косого среза сопла ВТ на плоскость, проходящую через ось симметрии сопла и пересекающую плоскость косого среза по линии, перпендикулярной этой оси (см. рис. 2, а). Прогнозируемые по результатам модельных испытаний зависимости этой боковой силы от перекрытия критического сечения сопла (1 – F _*/ F _*max) показаны на рис. 6, а. Испытания модели сопла

ВТ с прямым срезом (см. рис. 2, д) показали, что асимметрии предсоплового объема и течения в начале расширяющейся части сопла при частично перекрытом критическом сечении не создают боковой силы — ее измеренная в испытаниях этой модели сопла ВТ величина лежит в пределах погрешности измерения. При р _к = 80 кгс/см² вследствие перерасширения потока около стенки концевой части сопла и отсутствия отрыва этого потока от стенок сопла величина R _{бок з} становится отрицательной, так как р _н F _бок >  R _{бок пс}. Соответственно, проекция боковой силы на продольную ось ВА R ^*_{бок з} уменьшает вертикальную составляющую силы тяги ПТДУ при р _к = 120 кгс/см² на 6,5% при (1 – F _*/ F _*max) = 0 и на 3% при (1 – F _*/ F _*max) = 20%, а при р _к = 80 кгс/см² — на 1% при (1 – F _*/ F _*max) = 0, но увеличивает ее на 3% при (1 – F _*/ F _*max) = = 20% (рис. 6, б).

Картина течения в модели сопла вертикального торможения

Экспериментальные распределения относительного статического давления p_w / р _к вдоль четырех образующих стенок модели сопла ВТ показаны на рис. 7, а: при значениях (1 – F _*/ F _*max) = 0; р _к = 73,5 кгс/см² (линии 1…4) и при (1 – F _*/ F _*max) = 20%; р _к = 120 кгс/см²

(линии 5…8). Вертикальным пунктиром отмечено положение начала косого среза сопла. Распределению давления вдоль образующей, выходящей на самую дальнюю кромку косого среза сопла, соответствуют линии 4, 8, а вдоль образующей, выходящей на начало косого среза сопла — линии 2, 6. Линии 1, 5 и 3, 7 относятся к образующим, выходящим на среднюю часть косого среза.

а)

б)

Рис. 6. Прогноз сил, действующих на сопло вертикального торможения: а — боковой силы R_{бок з}; б — проекции R _б ^* _{ок з} на продольную ось ВА в процентах от осевой составляющей силы тяги ПТДУ; • — р к = 120 кгс/см²; • — р к = 80 кгс/см²

а)

б)

Видно, что течение в сопле безотрывное, имеются подъемы давления в местах изменения угла наклона конического контура и в местах прихода на стенки сопла скачков уплотнения, образовавшихся выше по потоку.

На рис. 7, б, в показаны поля числа Маха потока воздуха в двух взаимно перпендикулярных продольных плоскостях в модельном сопле, рассчитанные по программе Flow Simulation [3]. Видна сложная структура скачков уплотнения в сопле.

в)

Рис. 7. Картина течения в сопле вертикального торможения: а — экспериментальные распределения относительного статического давления p_w /р_к вдоль четырех образующих стенок сопла (линии 1–4 — (1 – F_*/F_*max) = 0; р_к = 73,5 кгс/см²; линии 5–8 — (1 – F_*/F_*max) = 20%; р_к = 120 кгс/см²); б, в — рассчитанные по программе Flow Simulation картины течения воздуха при различных перекрытиях критического сечения сопла

Воздействие струи сопла вертикального торможения на посадочную поверхность

Прогнозируемые по результатам модельных испытаний воздействия струи сопла вертикального торможения на посадочную поверхность при минимальном расстоянии возвращаемого аппарата от этой поверхности, представлены на рис. 8, 9. На рис. 8 показана визуализация структуры растекания «горячей» ( Т ₀ = 1 250 К) струи модели масштаба 1:1,5 сопла вертикального торможения по имитатору посадочной поверхности при различных значениях р _к и (1 – F _*/ F _*max). Показанный на рис. 8, а, б центр системы координат является точкой пересечения оси сопла с имитатором посадочной поверхности.

Видно, что центр зоны растекания струи по имитатору посадочной поверхности смещен относительно точки пересечения оси сопла с этим имитатором, что в продольном направлении подтверждается данными, приведенными на рис. 9, а, б, г. На рис. 9, а, б показаны пересчитанные на натурные условия работы посадочной твердотопливной двигательной установки распределения абсолютного и относительного статического давления вдоль линии растекания струи по посадочной поверхности. На рис. 9, в, г приведены зависимости от р _к максимального давления р_{w max} и координаты x_{pw max} центра зоны максимального давления струи на посадочной поверхности.

Из рис. 9, г видно, что максимумы давления при (1 – F _*/ F _*max) = 50%, а также при (1 – F_* / F _*max) = 0 и р _к ≤ 100 кг/см² смещены от точек пересечения оси сопла с посадочной поверхностью в сторону продольной оси ВА (в показанной на рис. 8 системе координат в сторону x_{pw max}< 0) , что обусловлено поджатием струи на участке косого среза сопла атмосферным давлением к более длинной стороне сопла при перерасширении продуктов сгорания в сопле. Из рис. 9, в видно, что с увеличением угла встречи струи с посадочной поверхностью от 0 до 12° значения р_{w max} растут.

Из представленных на рис. 9, а, б распределений абсолютного (рw) и относительного (рw /рк) статического давления вдоль продольной линии растекания струи по посадочной поверхности при значениях (1 – F*/F*max) = 0 и 50% и рк = 67…100 кгс/см2 видно, что максимумы рw /рк увеличиваются с уменьшением рк, что явно указывает на неавтомодельность величины рw вследствие перемешивания струи с атмосферным воздухом.

б)

Рис. 8. Визуализация структуры растекания «горячей» (Т₀ = 1 250 К) струи модельного сопла масштаба 1:1,5 по имитатору посадочной поверхности при: а — р_к = 87 кгс/см², (1 – F_* /F_*max) = 0; б — р_к = 100 кгс/см², (1 – F_*/F_*max) = 50%

На рис. 9, д, е представлены прогнозируемые зависимости от р к продольной (А х 0 5 pw max ) и поперечной (А у ₀₅ pw max ) длин участка посадочной поверхности с р_w ≥ 0,5 р_{w max} под действием струи сопла посадочной твердотопливной двигательной установки. Видно, что ^А у 0,5 pw max - 0,5 ^{А х} 0,5 _p w max , и при Умень шении р _к от 120 до 80 кгс/см² эти размеры увеличиваются в ~2 раза, по-видимому, вследствие более интенсивного перемешивания газа в струе с окружающей атмосферой.

а)                                                          б)

в)                                                                  г)

д)                                                             е)

Рис. 9. Прогнозируемые по результатам модельных испытаний распределения статического давления вдоль продольной линии растекания струи по посадочной поверхности: а — р_w(х); б — р_w(х)/р_к: 1, 2 — (1 – F_* /F_*max) = 0; 1 — р_к = 85 кгс/см²; 2 — р = 67 кгс/см²; 3, 4 — (1 - F * /F * ) = 50%; 3 — р = 99 кгс/см²; 4 — р = 79 кгс/см²; и их параметры: в — p (р ): 1, 3, 5 — 0 = 0; 2, ⁴ — ⁰ = ¹² ° ; 1, ² — (1 - F * /F *max ) = оТз, 4, ⁵ — (1 - F.K„) = 50%; г — x ,w ;„ (р_к) при ⁰ = 0: 1 — (1 - F * /F *max ) = 0;²—(1 ^- F * /F *m _ax) = 50%; д —,^х 0,5p.max ^^ p ); е — ^А У₀5р.mA )'- 1’ 2 — (1 - F . Жт„ ) = 0'- 3, 4 — (1 - F . Жт„ ) = 50%; 1. 3 — 0 = 0'- 2, 4 — 0 = 12 ° ( 0 — угол наклона продольной оси ВА к плоскости посадочной поверхности)

Данные экспериментальные исследования преследовали еще одну цель: определение уровней акустических воздействий на внешнюю поверхность ВА при работе ПТДУ, в т. ч. и при взаимодействии струй ПТДУ с посадочной поверхностью. Для решения этой задачи кроме модели масштаба 1:1,5

одиночного сопла ВТ использовалась модель ВА со всеми соплами ПТДУ, выполненная в масштабе 1:7 (выбор указанных масштабов определялся величинами максимальных расходов рабочего тела на СДС). Для упрощения изготовления конструкции модели ВА масштаба 1:7 со всеми соплами ПТДУ в ней использовались круглые сопла с внезапным поджатием сужающейся части и круглым критическим сечением без механизма его перекрытия, с контуром, аналогичным показанному на рис. 10, а. Геометрия магистралей подвода рабочего тела к соплам этой модели также была упрощена: отсутствовали цилиндрические полости, проходя через которые в натурной ПТДУ, рабочее тело поступает к соплам, как это показано на рис. 1, 2. Для оценки влияния этих отличий на воздействие струи модели сопла ВТ на имитатор посадочной поверхности, наряду с испытаниями показанной на рис. 2 модели сопла ВТ масштаба 1:1,5, проведены испытания круглых сопел такого же масштаба с таким же коническим контуром расширяющейся части сопла (рис. 10, а, б). Диаметр критического сечения этих круглых сопел d* = 29 мм соответствует полностью открытому критическому сечению прямоугольной формы. Сопло 1 имеет входную сужающуюся часть с внезапным поджатием, а сопло 2 — входную коническую сужающуюся часть.

а)                                                       б)

в)                                                                  г)

д)                                                         е)

Рис. 10. Модельные круглые сопла вертикального торможения с коническим контуром и косым срезом масштаба 1:1,5 с диаметром критического сечения d_* = 29 мм: а — сопло 1 с внезапным поджатием сужающейся части; б — сопло 2 с конической сужающейся частью; в, г, д, е — воздействие «холодных» струй сопел на имитатор посадочной поверхности. — — модель сопла вертикального торможения; — — круглое сопло 1; —। — круглое сопло 2

Из представленного на рис. 10, в сравнения максимальных избыточных статических давлений струи на имитаторе посадочной поверхности ( р_{w max} - р _н), полученных с моделью сопла ВТ с (1 – F _*/ F _*max) = 0 и с показанными на рис. 10, а, б круглыми соплами в испытаниях на холодном воздухе, видно, что величина ( р_{w max} - р _н) струи круглого сопла 2 в 3,6–4,3 раза выше, чем у модели сопла ВТ. Величина ( р_{w max} - р _н) струи круглого сопла 1 при р _к ≤ 100 кгс/см² лежит заметно ближе к аналогичной величине для струи модели сопла ВТ, превышая ее в 2,0–3,6 раза. При р _к ≥ 110 кгс/см² ( р_{w max} - р _н) струи круглого сопла 1 практически такая же, как у круглого сопла 2. Из рис. 10, г видно, что, в отличие от струи модели сопла ВТ, величина ( р_{w max}/ р _к) струи круглого сопла 2 практически не зависит от р _к, т. е. автомодельна. Величина р_{w max} / р _к струи круглого сопла 1 при р _к ≤ 100 кгс/см² лежит заметно ближе к величине р_{w max} / р _к модели сопла ВТ и неавтомодельна, т. е. зависит от р _к, но при р _к ≥ 110 кгс/см² становится практически такой же, как у круглого сопла 2. Это различие в воздействии струй может быть объяснено только существенно более высокой турбулентностью струи сопла ВТ, порожденной сильной завихренностью потока в предсопловом объеме этого сопла с поворотной заслонкой. Это приводит к существенно более интенсивному перемешиванию газа в струе сопла ВТ с окружающим воздухом по сравнению со струями круглых сопел, особенно круглого сопла 2, и повышенной турбулентностью струи круглого сопла 1 из-за внезапного поджатия его сужающейся части по сравнению со струей круглого сопла 2 с конической сужающейся частью. На рис. 10, д, е представлены зависимости от р _к продольной (Δ x _{0,5 рw max}) и поперечной (Δ у _{0,5 рw max}) длин участка посадочной поверхности с р_w ≥ 0,5 р_{w max}, создаваемого струями сравниваемых сопел. Видно, что Δ x _{0,5 рw max} ( р _к) струи круглого сопла 1 на 20–50%^, меньше, чем у модели сопла ВТ. У круглого сопла 2 в диапазоне р _к = 70…100 кгс/см² эта величина на ~40% меньше, чем у круглого сопла 1. Зависимости Δ у _{0,5 рw max} ( р _к) от давления струй рассматриваемых сопел мало отличаются друг от друга. Области повышенного давления от струй круглых сопел на имитаторе посадочной поверхности менее вытянутые при том же поперечном размере по сравнению со струей модели сопла ВТ. Аналогично для струи круглого сопла 2 по сравнению со струей круглого сопла 1.

Заключение

Исследования, проведенные на сопловом дифференциальном стенде Центра Келдыша на модели масштаба 1:1,5 сопла вертикального торможения посадочной твердотопливной двигательной установки, позволили путем пересчета модельных экспериментальных данных на натурные условия определить:

• •    коэффициенты расхода и удельного импульса тяги, а также боковую силу сопла вертикального торможения с регулируемым критическим сечением и картины течения в этом сопле в зависимости от перекрытия критического сечения сопла, в частности, вклад боковой силы сопла вертикального торможения в вертикальную составляющую силы тяги посадочной твердотопливной двигательной установки, уменьшающий эту силу на 6,5% при р _к = 120 кгс/см² при полностью открытых критических сечениях сопел;

• •    распределение давления по посадочной поверхности при воздействии струи сопла вертикального торможения с регулируемым критическим сечением в зависимости от перекрытия критического сечения сопла и давления в камере сгорания;

• •    влияние форм предсоплового объема, сужающейся части, горла и начального участка расширяющейся части сопла вертикального торможения на распределение давления по посадочной поверхности.