Метод верификации модели процесса рабочего наддува баков при отработке системы топливоподачи в жидкостных ракетных двигателях двигательных установок ракет-носителей

Тепловые и гидравлические процессы в системах топливоподачи (СТП) двигательных установок (ДУ), рабо- тающих на криогенных компонентах топлива, происходят в условиях сопряжённого нестационарного тепломассообмена. Эти процессы связаны с реализацией интенсивного тепломассообмена в элементах СТП, на который оказы- вают недостаточно изученное влияние конструктивное исполнение и режимы эксплуатации СТП. До настоящего времени не существует верифицированной модели расчёта тепловых и гидравлических процессов, происходящих в СТП ДУ.

При создании ДУ ракет-носителей (РН), особенно при использовании криогенных компонентов топлива, требуются значительные временные и финансовые затраты, что накладывает ограничения на использование натурной материальной части для экспериментальной отработки. Поэтому большое внимание было уделено вопросам исследования на маломасштабных экспериментальных установках (ЭУ) процессов тепломассообмена в баках, выбору оптимальных параметров, а также подтверждению принятых технических решений ещё до этапа сборки и проведения огневых испытаний [1].

При создании блоков ДУ РН [2] для подтверждения надёжности функционирования СТП и изменений основных параметров процессов в допустимых пределах был реализован метод автономной отработки элементов СТП на специально созданных ЭУ, оснащённых необходимыми техническими средствами измерений и управления.

Целью автономной отработки элементов СТП на ЭУ являлось подтверждение её безотказного функционирования в пределах изменений тепловых и механических параметров, предусмотренных проектно-технической документацией ДУ, а также определение функциональных возможностей системы топливоподачи при запредельных значениях этих параметров.

В РКК «Энергия» и НИИхиммаш (в настоящее время НИЦ РКП) [2–13] были проведены испытания ЭУ на натурных жидких и газообразных компонентах топлива (КТ) с имитацией эксплуатационных режимов функционирования элементов СТП для решения важных задач в части определения:

• •    прогрева и регулирования теплового состояния КТ в баках при предстартовых операциях;

• •    термомеханического воздействия на теплоизоляцию топливных баков с оценкой её работоспособности;

• •    интенсивности и эффективности процессов в топливных баках при их наддуве газом в период работы двигателей;

• •    работоспособности топливных насосов при изменении параметров термодинамического состояния КТ на входе в них.

Решение этих вопросов с применением ЭУ позволило получить необходимый объём информации для окончательной разработки СТП блоков ДУ и определения допустимых пределов функционирования элементов СТП.

Результаты исследований при решении перечисленных выше вопросов частично были опубликованы в работах [3–14].

В настоящей статье в качестве примера решения указанных выше задач кратко изложены методологии и результаты экспериментальной отработки тепломассообменных процессов при рабочем наддуве топливных баков кислородно-водородной ДУ. Следует напомнить основное назначение рабочего наддува топливных баков ДУ, функционирование которого в составе ДУ происходит с момента запуска жидкостного ракетного двигателя (ЖРД). Он должен обеспечивать бескавитационную работу топливных насосов ЖРД, уменьшение потерь КТ на испарение и сохранение устойчивости оболочки бака при эксплуатационных нагрузках.

методология проведения

испытаний систем наддувана экспериментальных установках

Испытания на ЭУ рассматривались

Созданные ЭУ для отработки процесса рабочего наддува топливных баков содержали: модельные баки; системы заправки и расхода компонентов топ-

лива; системы топливных баков; обеспечивающие

наддува и технические измерения

дренажа средства,

ров процессов;

ние агрегатами

дистанционное

парамет управле

-

пневмогидравлических

систем; имитацию эксплуатационных

режимов работы.

Для отработки дуве кислородного использовалась с объёмом бака имеющего внешнюю

процессов бака

ЭУ

9,6 м3, пено-

при над-

как совокупность технологических операций, образующих различные по содержанию контуры управления (объектом испытания, средствами испытания, режимами проведения испытания и др.), позволяющие имитировать предстартовые и полётные условия эксплуатации ДУ для получения информации об интенсивности процессов в баке и эффективности наддува.

При этом производилось уточнение потребного расхода газа наддува ( m _г ), глубины недопустимого нагрева КТ в процессе их выработки из натурного топливного бака ( Н _ж ), эффективности

пластовую теплоизоля-

цию, а процесса родного

при отработке

наддува бака на

с объёмом бака

водо- ЭУ

9,6 м3

применялась экранновакуумная теплоизоляция. Упрощённая пневмогидравлическая схема ЭУ приведена на рис. 1.

Подготовка и проведение испытаний на ЭУ предусматривали решение следующих задач:

• разработка методо-

логии проведения испы таний и исследований;

-

20 21

ния

• определение влия-основных параметров

газа наддува и компонен тов топлива на эффектив ность процесса наддува;

-

-

30 31

• обоснование конст-

руктивного исполнения разработанных элементов системы наддува;

• •    уточнение характера теплообмена газа наддува со стенками бака;

• •    определение влияния колебаний межфазной поверхности на тепломассообмен газа с КТ и потребный расход газа наддува;

• •    подтверждение принятой для проектирования расчётной модели.

Рис. 1. Схема экспериментальной установки с модельным баком для отработки внутрибаковых процессов и получения данных по их интенсивности: 1 — модельный бак; 2 — распылитель газа наддува (газоввод); 3 — заборное устройство; 4 — измеритель уровня жидкости; 5, 6, 7 — измерители температуры в объёме жидкости, в объёме газа, на стенке бака, соответственно; 8 — измерители давления в баке; 9 — измерители температуры и давления газа наддува на входе в бак; 10 — теплообменник для нагрева газа наддува; 11, 12 — клапаны большого и малого расходов газа наддува; 13 — шайбы, дозирующие расход; 14, 15 — клапаны большого и малого расходов при дренаже газа из бака; 16 — герметичная оболочка; 17 — подвижный стол; 18 — неподвижная ось качаний стола; 19, 20, 21 — шатун, кривошип, электропривод для имитации угловых перемещений относительно вертикальной оси; 22, 23, 24 — измерители температуры и давления, теплообменник, клапан подачи газа для имитации теплового потока; 25, 26 — измерители температуры и давления газа между баком и оболочкой; 27 — клапаны дренажа из оболочки; 28 — измеритель сплошности потока на выходе из бака; 29 — клапан заправки бака КТ; 30 — центробежный насос; 31 — измеритель расхода жидкости; 32 — гидравлический регулятор расхода жидкости; 33, 34 — дренажный и расходный клапаны, соответственно использования рабочего наддува. Методология получения указанной информации может быть представлена в виде структурно-функциональной схемы, показанной на рис. 2.

Исходным моментом для работы по этой схеме являлись результаты проектирования системы питания ДУ.

Они позволяли сформулировать физикоматематическую модель расчёта процесса и допустимые границы изменений основных параметров процесса в натурном баке, перечень и характеристики параметров, варьируемых при испытаниях на ЭУ, определить виды имитируемых граничных условий.

Рис. 2. Структурная схема получения информации при стендовых испытаниях с имитацией процесса рабочего наддува в баке ЭУ: СП — система питания; m_г — потребный расход газа наддува; Н_ж — допустимая высота прогретого слоя компонентов топлива в конце работы ДУ

При испытании на ЭУ для каждой из экспериментальных работ были предусмотрены конкретные значения и сочетания имитируемых параметров, перечисленные в таблице.

Направление подачи газа и скорость на входе в бак определялись конструкцией газоввода и эквивалентной площадью отверстий на выходе из него.

В качестве рабочего тела для наддува бака при экспериментах применялись разные компоненты: кислород, водород, гелий и их смеси.

Перед проведением каждого испытания после заправки бака осуществлялась подготовка КТ к проведению экспериментов путём его нагрева или охлаждения. Охлаждение жидкости до Т _ж <  Т_S при р _Б = 0,1 МПа осуществлялось вакуумированием газового объёма бака с помощью газового эжектора, а нагрев жидкости до Т _ж >  Т_S при р _Б > 0,1 МПа — конденсацией одноимённого с топливом газа при его вынужденном движении через жидкость.

Регулирование расхода топлива из бака проводилось с применением дистанционного управляемого гидравлического дросселя, а регулирование расхода газа наддува — путём дистанционного изменения давления с помощью пневмоуправляемого редуктора перед соплом, обеспечивающим сверхкритический перепад давления.

При проведении экспериментов на ЭУ осуществлялась дистанционная регистрация измеряемых параметров и их автоматическая обработка в реальном масштабе времени или после завершения каждого эксперимента.

Исследования энергораспределения в баке ЭУ были связаны с проведением измерений параметров процессов. Для этого ЭУ были оснащены средствами измерений следующих параметров: температуры по высоте объёма жидкости, газового объёма, а также стенок бака; уровня жидкости и давления в баке; концентрации смеси в газовом объёме бака; расхода газа при наддуве и сливе жидкости из бака; расхода жидкости, температуры, давления и сплошности в расходной магистрали; частоты и амплитуды качаний бака.

Внутри бака было установлено вдоль вертикальной оси равномерно по высоте бака 16 датчиков измерений температуры жидкости, 12 датчиков измерений температуры газа, 18 датчиков измерений температуры стенки бака.

При испытаниях на ЭУ предельные величины погрешности измерений имели следующие значения: температуры жидкости — 1% от измеряемых величин; уровня жидкости — 2% на длине 1 м; расхода жидкости — 1%; расхода газа — 5%; давления — 1,2%; мольной концентрации газа в зависимости от применяемого способа — от 5 до 15%; сплошности топлива — 5% объёмных.

Для имитации подвижности жидкости в баке под действием на него внешних сил, приводящих к колебаниям поверхности жидкости, на ряде экспериментов осуществлялись гармонические качания бака относительно вертикальной оси при изменениях угла наклона до 1 ° и частоты качания до 0,65 Гц. Схема качаний бака показана на рис. 3.

наименование и характеристики имитируемых параметров

Наименование	ЭУ на кислородном и водородном уровнях температур
Начальная температура КТ перед экспериментом Т жо, К	84–92	17–22
Температура газа наддува на входе в бак Т гвх, К	273–405	30–70 200–350
Скорость газа наддува на входе в бак w гвх, м/с	5–150	1–50
Направление подачи газа наддува при входе в бак (конструкция газоввода)	Радиальное, радиально-веерное, осевое к верхней стенке бака, осевое к поверхности КТ	Радиальное, осевое к поверхности КТ, через объём жидкости в баке
Частота качания бака f б, Гц	0–0,6	0–0,65
Амплитуда (угол) качания бака А б, °	0–1	0–1

При качании бака в зависимости от величин частоты и угла качаний бака возбуждались линейные и нелинейные колебания поверхности жидкости.

Рис. 3. Схема качаний бака в составе стендовой экспериментальной установки: 1 — бак с криогенным КТ; 2 — подвижная платформа; 3 — ось качания; А_ж — амплитуда колебаний поверхности жидкости; γ — угол качания бака; Н_жо — начальный уровень жидкости; m_г — массовый расход газа наддува; Н_б — высота бака

В зависимости от характера и величин, перечисленных в таблице и изменяемых для выполнения программы испытаний, в результате каждого эксперимента реализовывался различный вид распределения («поля») температур вдоль вертикальной оси в газовом объёме, в жидкостном объёме и на стенке бака. На основе анализа измерений «полей» температур и проведения специальных расчётов определялись интенсивность процесса тепломассообмена и особенности энергораспределения в баке ЭУ.

Отработка внутрибаковых процессов на ЭУ с моделью натурного бака предполагала, что энергораспределение в баке ЭУ адекватно натурному. Считалось, что необходимым и достаточным признаком выполнения этого условия является идентификация предусмотренных в проектных разработках давления и среднеобъёмного значения температуры в газовом объёме бака.

Результатом испытаний на ЭУ являлись обобщённые эмпирические данные, на основе которых принималось решение о готовности СТП к функционированию в составе ЭУ с изменением в допустимых пределах давления и температуры КТ.

результаты автономной отработки тепловых процессов при рабочем наддуве топливных баков

Влияние на эффективность процесса параметров газа наддува. В общем случае нормального функционирования ДУ при подаче газа наддува в топливные баки его теплосодержание Qг.вх расходуется на совершение полезной работы Lб по вытеснению жидкого компонента топлива из бака в дви- гатель и изменение внутренней энергии газа в объёме бака, на прогрев верхнего слоя жидкого компонента и стенок конструкции бака.

Оценку эффективности процесса наддува можно представить в виде

ϕ = L _б Q _г.

При обработке результатов испытаний на ЭУ выражение (1) было использовано в виде зависимости

ϕг = АрбVжτж /mгiгτнад, где ϕг — доля теплосодержания газа наддува, расходуемого на совершение работы подачи топлива из бака в двигатель и изменение внутренней энергии газового объёма в баке (считая начальное теплосодержание в газовой подушке пренебрежимо малым значением); рб — давление в баке; Vж — объёмный расход жидкого топлива из бака; mг — массовый расход газа наддува на входе в бак; iг — удельное теплосодержание газа на входе в бак; τж, τнад — продолжительность выработки топлива из бака и наддува бака, соответственно; А — тепловой эквивалент механической работы.

В качестве основных параметров, влияющих на ϕг, рассматривались температура газа на входе в бак Тг, скорость газа на входе в бак wг, направление подачи газа наддува, дальнобойность струи газа.

Результаты экспериментальных исследований по влиянию температуры газа наддува на процессы в баке были обобщены в виде зависимости

ϕ г = ( Т г.вх / Т ж )^{– β} , (2)

где β = 0,2575+0,3467( F _б / V _б )( R _г / c _г ) — эмпирический коэффициент, учитывающий размеры бака (отношение поверхности F _б к его объёму V _б ) и род газа наддува (отношение газовой постоянной R _г к изобарной удельной теплоёмкости газа с _г ).

Рассмотрение зависимости (2) позволяет установить, что рост температуры газа наддува на входе в бак уменьшает его работоспособность в связи с интенсификацией теплопереноса и ростом потерь энергии газа на прогрев жидкости и несмоченной стенки бака. Максимальная работоспособность газа может быть обеспечена при Т _г.вх / Т _ж = 1 в результате охлаждения газа наддува до температуры Т _ж , например, при вынужденном движении неконден-сируемого газа через КТ. Однако, при этом увеличивается потребный расход газа, и происходит нежелательное для работы насосов растворение газа в КТ.

Минимизацию расхода газа наддува целесообразно обеспечивать за счёт увеличения Т _г.вх в теплообменнике двигателя. Результаты расчётов показывают, что в этом случае уменьшение m _г при росте Т _г.вх / Т _ж имеет гиперболический характер.

Экспериментальные данные по влиянию ϕ _г при осевой подаче газа наддува на процессы в баке были обобщены в виде зависимости

ϕ _г = –0,004 х ⁶ + 0,06 х ⁵ – 0,363 х ⁴ +

+ 1,149 х ³ – 1,99 х ² + 1,69 х + 0,119, (3)

где х = ( w _г.вх / w _ж )·10^–3; K_w = w _г.вх / w _ж — безразмерная скорость газа; w _ж — скорость жидкости при её выработке из бака.

Существует значение скорости газа, при котором коэффициент ϕг имеет максимальную величину (3), что иллюстрируют экспериментальные данные на рис. 4. Увеличение скорости газа сначала способствует росту ϕг в связи с улучшением перемешивания газового объёма в баке и увеличением области газового объёма в баке без температурного расслоения, а после достижения максимальной величины ϕг увеличение скорости газа интенсифицирует теплоотдачу в жидкость, что уменьшает ϕг.

Рис. 4. Влияние скорости ввода газа наддува в бак на эффективность процесса рабочего наддува: K_w /10³ — безразмерная скорость газа наддува бака; ϕ _г — безразмерный комплекс, характеризующий процесс теплообмена в баке

Экспериментальные данные по влиянию конструкции газоввода и направления подачи газа в бак позволили установить , что минимальные потери энергии газа наддува на прогрев стенок бака имеют место при осевой подаче газа к свободной поверхности жидкости. При таком направлении ввода уменьшается контакт газа со стенкой, уменьшаются термические напряжения в конструкции бака, обеспечивается лучшее перемешивание газового объёма бака и повышается его среднемассовая температура. Величина ϕ _г при осевой подаче газа к поверхности жидкости может иметь значения 0,30…0,65, а при радиальной — 0,20…0,42.

Установлено, что параметром, определяющим перемешивание газового объёма, является безразмерная величина l_n / d _э — дальнобойность струи. При осевой подаче газа наддува в бак, изменяя дальнобойность, можно получить оптимальное значение ϕ _г , осреднён-ное за время наддува. Для определения дальнобойности струи принято, что l_n — длина зоны Т _г , соответствующая полному температурному перемешиванию в газовом объёме бака;

d _э — эквивалентный диаметр отверстий газоввода на входе в бак.

При экспериментах на ЭУ была определена величина оптимальной зоны перемешивания L _д / H _г = 0,5–0,7 — отношения дальнобойности струи газа L _д к высоте газового объёма H _г в конце операции наддува бака ( L _д = l_n / d _э ).

При работе системы наддува в процессе выработки КТ из бака происходит увеличение расстояния от газо-ввода до поверхности жидкости. Поэтому необходимо определить размеры газоввода, которые могут обеспечить оптимальную дальнобойность за всё время выработки КТ из бака. В этом случае может быть обеспечена максимальная величина среднемассовой температуры газа за всё время опорожнения бака, и тогда относительная доля тепла, пошедшая на нагрев стенки бака, может быть уменьшена на 25–40%.

интенсивность теплообмена газа наддува со стенками бака

Определение потерь энергии газа наддува на прогрев стенки бака было связано с оценкой влияния скорости газа на входе в бак и направления подачи газа, обусловленного конструктивным исполнением газоввода. При этом долю теплосодержания газа, расходуемого на прогрев стенки бака, оценивали с помощью зависимости

ϕст = FстδстρстΔiст/mгiгτнад, где Δicт — изменение теплосодержания стенки, не смачиваемой в данный момент времени жидкостью; ρст — плотность материала стенки; Fст и δст — площадь поверхности и толщина стенки, соответственно.

При радиальном и радиальновеерном направлениях ввода газа в бак, а также осевом направлении к верхнему днищу бака имели место две области теплоотдачи от газа к стенкам бака. В области, близкой к верхнему днищу, происходила конвективная теплоотдача. В области, расположенной ниже газоввода , наблюдалась преимущественно теплоотдача, характерная для свободной (естественной) конвекции газа, интенсивность которой может быть определена с использованием зависимости вида

Nu _св = 0,135 Ra^1/3,                    (4)

где критерий Релея Ra = Gr·Pr > 107 (Gr и Pr — критерии Грасгофа и Прандтля, соответственно).

С ростом скорости ввода газа область теплообмена, характерная для вынужденного движения, увеличивалась незначительно и практически не выходила за пределы области, близкой к верхнему днищу.

При осевой подаче газа и скорости w _г.вх ≤ 10 м/с опытные данные совпадали со значениями, полученными в результате расчётов по зависимости (4) с разбросом экспериментальных данных в пределах 30%. Результаты этих экспериментов иллюстрирует рис. 5.

Рис. 5. Изменение отношения Nu_э /Nu_св в различных сечениях бака по времени расхода КТ из бака: Nu_э — значения, определённые по результатам экспериментов в различных сечениях по высоте газового объёма бака, который увеличивается в результате расхода КТ из бака; Nu_св — расчётные значения по зависимости (4); + , , — безразмерные значения теплоотдачи в стенку бака в районах верхнего днища бака, газоввода и в переходе сферической части бака в цилиндрическую, соответственно

При увеличении скорости w _г.вх > 10 м/с интенсивность теплоотдачи соответствовала конвективному теплообмену при вынужденном движении газа у стенки бака и в два-три раза превышала интенсивность теплоотдачи, характерной для естественной конвекции.

Следует обратить внимание на то, что при дальнобойности струи, близкой к размеру, который соответствует высоте бака, увеличение скорости ввода газа приводит к созданию циркуляционного (вынужденного) движения газа вдоль стенки бака, зачастую в направлении, противоположном движению при свободной конвекции у стенки. Возможность возникновения подобного циркуляционного движения газа вдоль стенки бака было подтверждено результатами специально проведённых испытаний на прозрачной плоской гидравлической модели.

Кроме того, увеличение относительной дальнобойности более величины 0,6–0,7 приводит к интенсивному прогреву жидкости на начальном этапе подачи КТ в двигатель и к увеличению теплового остатка КТ в баке.

влияние колебаний межфазной поверхности на расход газа наддува и прогрев топлива

Подвижность КТ в баках ДУ в результате изменения направления действующих на летательный аппарат сил приводит к возникновению вынужденных колебаний поверхности раздела жидкой и газовой фаз, а также интенсификации тепломассообменных процессов. При этом возможно уменьшение давления в баках и увеличение прогрева КТ до величин, превышающих допустимые пределы, что оказывает влияние на работоспособность системы топливоподачи ДУ.

В ряде экспериментов при испытаниях на ЭУ использовали гармонические качания бака с заданной частотой. При этом в процессе каждого эксперимента с имитацией эксплуатационных режимов расхода КТ из бака или хранения КТ в баке поддерживали постоянными значения следующих параметров: частоты и амплитуды колебаний; давления в баке путём наддува его газом, одноимённым с КТ; температуры газа наддува на входе в бак ЭУ.

Величина частоты колебаний поверхности жидкости принималась равной частоте качаний бака f _б = f _ж . Амплитуду колебаний межфазной поверхности определяли по результатам измерений величины отклонений бака А _б от вертикальной оси с использованием зависимости

Аж = кАбfб2/(fр2 - fб2), где Аб, fб — измеренные значения амплитуды и частоты качания бака; fр — резонансная частота первого тона колебаний жидкости в баке; к — коэффициент, учитывающий геометрию и степень заполнения бака жидкостью.

В области значений f ≤ 0,35 Гц реализовывались линейные колебания без разрыва межфазной поверхности. В области f ≥ 0,4 Гц имели место нелинейные колебания с заплёскиваниями жидкости до верхнего днища бака.

Поддержание неизменной величины давления в баке осуществлялось за счёт регулируемого расхода газа наддува. Но в зависимости от характера колебаний межфазной поверхности расход газа был различен. Дело в том, что в начальный период времени колебаний наблюдается увеличение потребного расхода газообразного водорода при наддуве бака. В области нелинейных колебаний максимальная величина расхода почти в пять раз превышала аналогичную величину, полученную для области линейных колебаний, что иллюстрирует рис. 6.

Рис. 6. Изменение расхода газа m_ГГ для поддержания постоянного давления в баке при колебаниях межфазной поверхности жидкого водорода: ♦ — линейные колебания (А = 0,026 м); • — нелинейные колебания (А_ж = 0,15 м)

Анализ результатов экспериментов на ЭУ позволил установить , что вследствие увеличения поверхности раздела фаз при колебаниях, а также разбрызгивания и испарения капель жидкости, происходит охлаждение газового объёма и частичная конденсация газа наддува, одноимённого с жидкостью. При линейных колебаниях непрерывный процесс конденсации происходит медленно, а при нелинейных колебаниях наблюдается интенсивная конденсация газа наддува. В области режимов колебаний, близких к резонансным, за счёт большого разбрызгивания капель жидкости испарение превалировало над конденсацией.

Изменение массы сконденсированного газа в зависимости от продолжительности и режимов колебаний приведено на рис. 7. Величина Δmгс определялась на основе расчёта с применением уравнения энергобаланса, составляющие уравнения рассчитывались на основе результатов измерений параметров в процессе экспериментов. Очевидно, что потребный расход газа для наддува бака при режимах нелинейных колебаний может в пять раз превышать значение потребного расхода газа, рассчитанного для случая функционирования системы топливоподачи двигательной установки без колебаний.

Рис. 7. Изменение массы сконденсированного газа Δ m_гс в зависимости от продолжительности и амплитуды колебаний Аж: ^^ — 1,5-10^— м; ^^ — 2,6^10^-2 м; ^^™ — 5,3'10^— м; ^^* — 1,5-10^—м; ^^* — 9^10^-1м

Эмпирическая зависимость, описывающая относительное изменение потребного расхода газа наддува, одноимённого с жидкостью, в зависимости от амплитуды колебаний межфазной поверхности получена в виде

( m _гк / m _г ) _вх = 0,85 + 12,47⋅ N _к – 9,74⋅ N _к ²,    (5)

где m _гк и m _г — расход газа наддува при колебаниях и без колебаний, соответственно; N _к = А _ж / R — относительная амплитуда колебаний межфазной поверхности; R — радиус бака.

В экспериментах с проведением колебаний межфазной поверхности определялась интенсивность прогрева компонентов топлива.

В общем случае прогрев криогенного КТ в баке ДУ (5) происходит за счёт внешнего теплопритока и контактного взаимодействия с газом наддува, а также по тепловым мостам от стенки бака и от элементов двигателя. Прогрев является результатом суммарного теплового потока q = qсм + qмф, где qсм — тепловой поток через единицу поверхности бака, смоченной жидкостью; qмф — тепловой поток через единицу межфазной поверхности жидкости в баке. Величина температурного расслоения в объёме жидкости вдоль вертикальной оси зависит от соотношения qсм /qмф и имеет место при qсм < qмф.

При экспериментальных работах учитывали только воздействие q _мф . Величина q _мф при различных экспериментах составляла 0,3…8,0 кВт/м², а через смоченную жидкостью поверхность — q _см = 0,04 кВт/м² .

В результате проведённых экспериментальных работ на жидком водороде при колебаниях межфазной поверхности установлено, что основное влияние на прогрев верхнего слоя КТ оказывают характер колебаний, их продолжительность и уровень заполнения бака КТ. Прогрев реализуется за счёт тепла конденсации газа наддува и тепла, снимаемого с несмо-ченной стенки бака при её контактах с жидкостью при колебаниях.

При этом передача тепла в жидкость имеет место при наличии разницы между T_S — температурой межфазной поверхности, соответствующей состоянию насыщения при давлении в баке, и Т _ж — температурой основной массы жидкости. Прогрев верхнего слоя жидкости имеет нестационарный характер, так как величина его коэффициента эффективной температуропроводности α _э = ε · α _ж изменяется по времени и глубине проникновения в объём жидкости в зависимости от величин коэффициента молекулярной теплопроводности α _ж и степени турбулизации ε верхнего слоя КТ в баке.

С увеличением амплитуды колебаний растёт степень турбулизации верхнего слоя и деформация поля температуры в КТ по глубине объёма жидкости в баке. Изменение максимальной глубины прогрева в зависимости от безразмерной амплитуды колебаний межфазной поверхности иллюстрирует рис. 8.

Эмпирическая зависимость для определения глубины прогрева КТ в зависимости от амплитуды колебаний получена в безразмерном виде

Н _ж = h _ж / R = 2,6 N _к ^0,78.

Доля теплосодержания газа наддува, расходуемая на прогрев верхнего слоя объёма КТ в баке, определялась с использованием зависимости

ϕж = FжρжНжΔiжR/mгiгτнад, где Δiж — изменение удельного теплосодержания жидкости; ρж — плотность жидкости; Fж и Нж — площадь поверхности и относительная глубина прогрева верхнего слоя жидкости, соответственно; mг — массовый расход газа наддува; τнад — продолжительность наддува; R — радиус бака.

Рис. 8. Изменение максимальной глубины прогрева топлива в баке в зависимости от безразмерной амплитуды колебаний межфазной поверхности жидкости: h_ж /R_Б = 2,6N_к^0,78 — эмпирическая зависимость для определения безразмерной глубины прогрева криогенного компонента топлива

В результате исследований на ЭУ тепловых процессов, происходящих в системах топливоподачи ДУ, получены:

• •    эмпирические данные для оценки работоспособности и эффективности функционирования системы наддува топливных баков ДУ;

• •    разработана методология для подтверждения кондиционности результатов автономных испытаний системы наддува по сходимости энергобаланса в соответствии с зависимостью ϕ _г + ϕ _ж + ϕ _ст = 1;

• •    уточнён вид газа рабочего наддува: гелий — для кислородного бака; водород — для водородного бака;

• •    определено окончательное конструктивное исполнение газовводов и произведена оценка эффективности

организации тепломассообменных процессов с их применением в топливных баках ДУ.

Перечисленные результаты испытаний на ЭУ использованы на практике при создании кислородно-водородной СТП ДУ второй ступени ракеты-носителя.

заключение

На примере автономных испытаний системы наддува топливных баков продемонстрирован опыт отработки ряда элементов систем топливоподачи, перечисленных во введении, при создании ДУ ракеты-носителя.

Создание ЭУ, оснащённых необходимыми средствами измерений, и разработка методологии получения информации при их испытаниях позволили получить эмпирические зависимости по интенсивности тепломассообменных процессов, происходящих при функционировании системы рабочего наддува топливных баков. Эти зависимости использованы на практике при создании кислородно-водородной ДУ второй ступени ракеты-носителя для подтверждения проектных разработок по выбору вида газа наддува, конструктивного исполнения и характеристик газовво-дов, эффективности организации внутри-баковых процессов.

Изложенный в статье опыт относится к 1978–1988 гг. В настоящее время, когда стоимость создания ДУ с ЖРД является одним из основных критериев рациональности её создания, на содержание отработки ДУ существенное влияние оказывает совершенство компьютерного моделирования с использованием конечноэлементных расчётных комплексов.

Внедряемое для уменьшения сроков и стоимости наземной отработки компьютерное моделирование должно учитывать полученные ранее результаты отработки на ЭУ. Анализ и обобщение подобного опыта отработки на ЭУ является актуальной задачей при создании перспективных двигательных установок.