О форме управляющего струйного интерцептора в сопле ЖРД с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа

Предложены подход и методика расчета управляющего струйного препятствия сверхзвуковому потоку в сопле ЖРД с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа при впрыске в пристеночный слой окислительного компонента топлива через выдвигаемый в поток твердый интерцептор. Рассмотрены принципиальные схемы од...

Ausführliche Beschreibung

Gespeichert in:

Bibliographische Detailangaben
Datum:	2008
1. Verfasser:	Коваленко, Г.Н.
Format:	Artikel
Sprache:	Russian
Veröffentlicht:	Інститут технічної механіки НАН України і НКА України 2008
Schriftenreihe:	Техническая механика
Online Zugang:	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/88046
Tags:	Tag hinzufügen Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Zitieren:	О форме управляющего струйного интерцептора в сопле ЖРД с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа / Г.Н. Коваленко // Техническая механика. — 2008. — № 1. — С. 108-114. — Бібліогр.: 12 назв. — рос.

Institution

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	irk-123456789-88046
record_format	dspace
spelling	irk-123456789-880462015-11-08T03:02:01Z О форме управляющего струйного интерцептора в сопле ЖРД с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа Коваленко, Г.Н. Предложены подход и методика расчета управляющего струйного препятствия сверхзвуковому потоку в сопле ЖРД с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа при впрыске в пристеночный слой окислительного компонента топлива через выдвигаемый в поток твердый интерцептор. Рассмотрены принципиальные схемы одноточечного и многоточечного управляющих воздействий интерцепторного устройства на сверхзвуковой поток сопла с целью регулирования его вектора тяги. The approach and calculation procedure of control jet obstacle to a supersonic stream in a nozzle of the liquid-propellant rocket engine with ring blowing of the exhaust turbine gas at injection of a fuel oxidizing component to a wall layer through a rigid interceptor are proposed. Basic schemes of one- and multi-point control actions of the interceptor onto a supersonic stream of a nozzle with the purpose of its traction vector adjustment are considered. 2008 Article О форме управляющего струйного интерцептора в сопле ЖРД с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа / Г.Н. Коваленко // Техническая механика. — 2008. — № 1. — С. 108-114. — Бібліогр.: 12 назв. — рос. 1561-9184 http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/88046 621.45:533.6.013 ru Техническая механика Інститут технічної механіки НАН України і НКА України
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
language	Russian
description	Предложены подход и методика расчета управляющего струйного препятствия сверхзвуковому потоку в сопле ЖРД с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа при впрыске в пристеночный слой окислительного компонента топлива через выдвигаемый в поток твердый интерцептор. Рассмотрены принципиальные схемы одноточечного и многоточечного управляющих воздействий интерцепторного устройства на сверхзвуковой поток сопла с целью регулирования его вектора тяги.
format	Article
author	Коваленко, Г.Н.
spellingShingle	Коваленко, Г.Н. О форме управляющего струйного интерцептора в сопле ЖРД с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа Техническая механика
author_facet	Коваленко, Г.Н.
author_sort	Коваленко, Г.Н.
title	О форме управляющего струйного интерцептора в сопле ЖРД с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа
title_short	О форме управляющего струйного интерцептора в сопле ЖРД с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа
title_full	О форме управляющего струйного интерцептора в сопле ЖРД с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа
title_fullStr	О форме управляющего струйного интерцептора в сопле ЖРД с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа
title_full_unstemmed	О форме управляющего струйного интерцептора в сопле ЖРД с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа
title_sort	о форме управляющего струйного интерцептора в сопле жрд с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа
publisher	Інститут технічної механіки НАН України і НКА України
publishDate	2008
url	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/88046
citation_txt	О форме управляющего струйного интерцептора в сопле ЖРД с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа / Г.Н. Коваленко // Техническая механика. — 2008. — № 1. — С. 108-114. — Бібліогр.: 12 назв. — рос.
series	Техническая механика
work_keys_str_mv	AT kovalenkogn oformeupravlâûŝegostrujnogointerceptoravsopležrdskolʹcevymvduvomvyhlopnogoturbinnogogaza
first_indexed	2025-07-06T15:44:54Z
last_indexed	2025-07-06T15:44:54Z
_version_	1836912942997569536
fulltext	108 УДК 621.45:533.6.013 Г.Н. КОВАЛЕНКО О ФОРМЕ УПРАВЛЯЮЩЕГО СТРУЙНОГО ПРЕПЯТСТВИЯ В СОПЛЕ ЖРД С КОЛЬЦЕВЫМ ВДУВОМ ВЫХЛОПНОГО ТУРБИННОГО ГАЗА Предложены подход и методика расчета управляющего струйного препятствия сверхзвуковому по- току в сопле ЖРД с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа при впрыске в пристеночный слой окислительного компонента топлива через выдвигаемый в поток твердый интерцептор. Рассмотрены принципиальные схемы одноточечного и многоточечного управляющих воздействий интерцепторного устройства на сверхзвуковой поток сопла с целью регулирования его вектора тяги. The approach and calculation procedure of control jet obstacle to a supersonic stream in a nozzle of the liq- uid-propellant rocket engine with ring blowing of the exhaust turbine gas at injection of a fuel oxidizing compo- nent to a wall layer through a rigid interceptor are proposed. Basic schemes of one- and multi-point control ac- tions of the interceptor onto a supersonic stream of a nozzle with the purpose of its traction vector adjustment are considered. Для регулирования вектора тяги ракетных двигателей большой интерес представляют газодинамические системы, основанные на выдвижении в сверхзвуковой поток твердого интерцептора с впрыском через него жидкого компонента топлива. Впрыск жидкости через интерцепторы и ее двойное ис- пользование, а именно, для тепловой защиты интерцептора и для создания боковых усилий, управляющих вектором тяги сопла, позволяет создать рабо- тоспособную конструкцию интерцептора, выполненного из широко применя- емой конструкционной жаропрочной стали, и высокоэкономичную систему регулирования вектора тяги, обладающую высокими и стабильными динами- ческими и статическими характеристиками [1 – 3]. Особый интерес и преиму- щества имеют описанные системы впрыска при регулировании вектора тяги ЖРД со вдувом выхлопного турбинного газа в сверхзвуковую часть сопла. Создаваемое интерцепторным узлом впрыска боковое усилие, управляю- щее вектором тяги, представляют [1] в виде двух составляющих: жидкоструй- ной и твердого интерцептора. Оптимальное соотношение вкладов каждой со- ставляющей и рациональная организация процесса впрыска окислителя могут повысить энергомассовые и конструктивные характеристики системы регу- лирования вектора тяги [3]. Известные интерцепторные узлы впрыска, успеш- но прошедшие огневые испытания в камере ЖРД и описанные в [1, 4], создава- ли такие условия для распыла, испарения и сгорания жидкости, чтобы форми- ровалось трехмерное управляющее препятствие максимальных размеров. Рабочие процессы при впрыске жидкости через интерцепторы в пристеноч- ный слой выхлопного турбинного газа и вся система регулирования вектора тяги [2, 3] имеют свои особенности и существенно отличаются от исследованных ра- нее. Исследование упомянутых особенностей по организации процессов в сопле и по определению параметров струйного интерцепторного устройства с впрыс- ком окислительного компонента топлива являются целью настоящей работы. Из общего анализа следует, что эффективность и параметры упомянутых составляющих интерцепторной системы впрыска в сильной степени зависят от энергомассовых эквивалентов двигательной установки и от величин сред- нетраекторных управляющих усилий [1 – 3, 5]. При малых среднетраектор- ных управляющих усилиях òðñðóÐ , характерных для двигателей верхних ступеней ракет, доля системы впрыска в создании максимальных управляю- щих усилий возрастает. Твердый интерцептор при этом выполняется малых размеров, следовательно, имеем небольшую массу конструкции интерцепто- Техн. механика. – 2008. – № 1.  Г.Н.Коваленко, 2008 109 ра и его привода. Эквивалентная (суммарная) масса системы управления векто- ром тяги ЖРД с увеличением доли жидкостной составляющей в создании управ- ляющих усилий возрастает сравнительно мало, так как рабочее тело расходуется, главным образом, на создание максимальных управляющих усилий, которые требуются кратковременно [5]. Особенностью процессов термогазодинамического регулирования векто- ра тяги ЖРД с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа (рис. 1) явля- ется то, что газовый поток камеры 1, истекающий из сопла 2, имеет двух- слойную структуру за коллектором 3 кольцевого вдува отработанного на турбине 4 газа, вырабатываемого в газогенераторе 5, при этом в пристеноч- ном слое газа 3ПС имеем по сравнению с основным потоком сопла 2ОП большой избыток горючего компонента, в связи с чем для впрыскиваемого через интерцепторный узел 6 окислительного компонента топлива «О» резко улучшаются условия для химического взаимодействия его с набегающим по- током. В результате этого повышается эффективность создания жидкостной составляющей управляющего бокового усилия. Интерцептор 7, снабженный приводом 8, выполняется с минимальными размерами, достаточными для организации впрыска жидкости в сопло и для создания части среднетра- екторного управляющего усилия. Первостепенной задачей интерцептора ста- новится обеспечение формирования развитой области смешения впрыскива- емого окислителя с пристеночным слоем 3ПС генераторного газа ГГ. Рис. 1 Из этого следует, что высота интерцептора над обтекаемой поверхностью должна выбираться в пределах толщины пристеночного слоя, впрыск через интерцептор окислительного компонента топлива, процессы распыла, испаре- ния и сгорания жидкости должны протекать в тонком пристеночном слое. Для обеспечения такого режима взаимодействия двухслойного набегаю- щего потока газа и вторичного потока жидкости «О» необходимо на форсун- ках 9 создать перепад давления, достаточный для проникновения жидкости в 110 поперечное сечение сопла. При этом для достижения большой глубины про- никновения жидкости в поток оси боковых форсунок впрыска целесообразно направить под небольшим углом ( вп < 15о) навстречу набегающему потоку [6]. Учитывая относительно малую долю бокового усилия, создаваемого твердым интерцептором, а также рекомендованные выше параметры впрыска жидкости, интерцептор целесообразно выполнять с двухпозиционным поло- жением; нулевое II-Н – утоплен заподлицо в стенку; рабочее II-Р – макси- мально выдвинут в поток (рис. 1). При этом достигается простота конструк- ции и функциональной схемы интерцепторного узла впрыска. При описанном впрыске жидкости струйно-интерцепторное препятствие на пути набегающего сверхзвукового потока (рис. 2) имеет форму тела 10 сложной структуры и конфигурации, примыкающего вдоль сопла 2 к обтекае- мой поверхности, полупроницаемого для набегающего потока. Конфигурация и размеры этого препятствия в меньшей мере зависят от размеров выдвигаемой части твердого интерцептора 7, а больше всего от боковых размеров ô и про- тяженности ñòðâ факела распыла впрыскиваемой жидкости (рис. 2 – I). Передняя зона факела распыла жидкости ЗП вместе с твердым интерцеп- тором 7 при одноточечной инжекции жидкости (рис. 2 – по А) практически непроницаема для набегающего потока. Последнему приходится обтекать эту зону подобно обтеканию твердого препятствия. Рис. 2 За передней зоной факел распыла жидкости расширяется и может стано- виться полупроницаемым для набегающего потока; в этой области реализу- ется сложное течение двухфазного потока с интенсивным испарением и вы- горанием впрыскиваемой жидкости. Скорость испарения и выгорания впрыс- киваемой жидкости можно характеризовать мощностью источников массы и 111 тепла, расположенных в объеме неадиабатического течения за сечением впрыска вниз по потоку сопла. Следовательно, при боковом распыливании жидкости в пристеночном слое вдуваемого газа передняя зона факела и ниже по потоку зона массотеплоподвода в поперечном сечении могут быть пред- ставлены в форме прямоугольника, скругленного по бокам. По мере удале- ния от сечения впрыска форма прямоугольника размывается, размеры попе- речного сечения и его газовая проницаемость зависят от изменения мощно- сти источников массы т и тепла q . Для реальных условий (впрыск окисли- тельного компонента топлива в поток высокотемпературного восстанови- тельного газа) зону тепломассоподвода в продольном сечении сопла можно принять с максимальной мощностью источников в области впрыска жидко- сти и снижающейся до нуля у среза сопла. При одноточечном впрыске жидкости через круглый интерцептор диа- метром èíd ширина струйного препятствия ïðñòðâ (рис. 2 – по А) определя- ется глубиной бокового проникновения струи ñòðâ , так что èíñòðïðñòð dââ 2 . Пренебрегая влиянием стенки сопла на параметры взаимодействия струи с набегающим потоком, величину ñòðâ можно определить, используя уравне- ние, полученное в [7] для глубины проникновения боковой струи в свободное пространство над поверхностью, обтекаемой сверхзвуковым потоком    6250250 , âïoâï 0,625 æ , âïñòð //   ppMDqMDâ , здесь âïD – диаметр отверстия впрыска, q ж и âïîp – относительный ско- ростной напор и давление впрыскиваемой жидкости, Ì , ð – число Маха и статическое давление набегающего потока. Высоту твердого интерцептора èíòh можно принять равной толщине слоя выхлопного газа ãâûõ , зависящей от соотношения расходов и парамет- ров основного и вдуваемого потоков в месте впрыска жидкости âäâä âäñ ãâûõèíò 4 W W ò òD h       , здесь т вд и т  – расходы вдуваемого и основного потоков через сопло; âä , âäW ,  , W – плотности и скорости вдуваемого и основного потока сопла в сечении сопла с диаметром cD , в котором выполнялся впрыск жидкости. Поперечные размеры факела распыла единичной струи жидкости по вы- соте ô интерцепторного препятствия определяются динамикой разрушения струи и распыливания жидкости, в данном случае для расчетных оценок ис- пользуется эмпирическая зависимость, полученная в [7],   1330 72 , âïîâïô /,  ððD . Остается определить место расположения инжектирующего отверстия на выступающей части твердого интерцептора. Следует заметить, что при вдуве 112 газа через аналогичный интерцептор навстречу набегающему потоку реко- мендуется [8] инжектирующие отверстия располагать ближе к обтекаемой поверхности, при этом создаются большая отрывная область и большие бо- ковые силы, управляющие вектором тяги. В рассматриваемом случае впрыс- ка жидкости картина взаимодействия потоков существенно отличается от упомянутой в [8], поэтому рекомендации могут быть приняты только для впрыска в переднюю отрывную область. Для расположения форсунок впрыска на боковой поверхности интерцептора необходимо определить оптимальное сочетание параметров èíòh , ô , ãâûõ , ñòðâ , âïD с учетом количества îòân отверстий впрыска. Если ãâûõèíòô  h , то отверстия впрыска следует выполнять на удалении от стенки сопла, равном   1330 35150 , âïîâïôèíòîòâ /,,  ððDh ; если ôãâûõèíò  2h , то целесообразно выполнять по высоте интерцепто- ра два ряда отверстий впрыска и т.д. Протяженность ñòðâ и поперечные размеры ô факела распыла жидко- сти зависят от угла наклона èíâï отверстий впрыска к вектору скорости набегающего потока, слияние которого можно учесть коэффициентом  Ê , тогда        KððÌDâ 1 6250, âïîâïñòð // ,       KððD 172 1330, âïîâïô /, . Для увеличения протяженности и ширины факела распыла единичной струи боковые отверстия впрыска в данном случае следует выполнять под небольшим углом   15èíòâï навстречу набегающему потоку [8, 9]. Вели- чина К(α) определяется экспериментально и в первом приближении оценива- ется равной ~ 0,05. В реальных конструкциях газодинамических систем регулирования век- тора тяги применяют многоточечную инжекцию в сопло газа или жидкости, т.е. в каждой четверти сопла устанавливают в секторе сопла âï  30 не- сколько инжекторов  ...,,,èíæ 432n . Тогда протяженность лобового струйного препятствия при впрыске окислителя в пристеночный слой сопла ЖРД будет равна     öñòðñòðèíæöèíæñòðñòðèíæ n ïðñòð dâKndnâKnâ ZZ  2112 , где ñòðZK – коэффициент совмещения факелов распыливания впрыскивае- мых струй. Известно, что в процессе проникновения боковой струи в набегающий сверхзвуковой поток образуется факел распыливания жидкости с неравномер- ной концентрацией газа по длине и в поперечном сечении факела [10 – 12]. Граничная линия факела распыла жидкости ГФ по длине факела (координа- та Х) описывается в [10] логарифмической зависимостью (рис. 2 – линия ГФ), в других работах – кривой, близкой к параболе, в частности в [11] предложено 113 2300414073 ,, æâï ,/ XqDZ  . Форму струйного факела распыла в поперечном сечении представляют [11, 12] в виде эллипса, усеченного со стороны обтекаемой поверхности с большей вертикальной осью. Из анализа физической картины процессов и экспериментальных данных [10 – 12] форму упомянутого эллипса в сечении âïhX  можно записать уравнением     1 50 50 2 2 2   2 âïâï âï , , D Ó h hZ . Конфигурация и структура струйного препятствия при многоточечной инжекции показаны на рисунке 2 – вид по Б. Известно, что граничную линию факела распыла жидкости формируют крупные капли, однако решетка дви- жущихся крупных капель наиболее прозрачна для набегающего потока. Учи- тывая это, а также то, что с лобовой поверхности инжектора подается неко- торый расход жидкости, необходимый для теплозащиты интерцептора, мож- но считать, что на периферии факела распыла жидкости концентрация газа будет намного большей, чем в ядре факела. С этих позиций целесообразно несколько выровнять концентрацию газа по сечению зоны массотеплоподво- да путем совмещения периферийных зон соседних факелов распыла жидко- сти. Из анализа профилей концентрации капель по длине факела распыла бо- ковых струй жидкости [11, 12] следует, что расстояние между двумя сосед- ними интерцепторами целесообразно сократить на (10-15) %, т.е. коэффици- ент ñòðZK  (0,85  0,9). В этом случае (20-30) % длины встречных факелов будут совмещены. Конкретные значения коэффициента ñòðZK определяются из конструктивных условий размещения интерцепторных устройств впрыска при угле сектора впрыска âï  30о. Высота струйного препятствия мало за- висит от количества инжекторов и может определяться с использованием со- отношений, полученных для одноточечной инжекции. Выводы. Описанные подход и методика расчета являются основой рас- четно-методической базы для исследований по выбору принципиальных схем и расчета геометрических параметров управляющего струйного препятствия в сопле ЖРД, возникающего при интерцепторном впрыске окислительного компонента топлива в пристеночный слой вдуваемого восстановительного газа. Показано, что в отличие от конструкции известных интерцепторных си- стем впрыска, для управления вектором тяги ЖРД с кольцевым вдувом вы- хлопного турбинного газа в сверхзвуковую часть сопла следует применять многоточечные интерцепторные устройства, обеспечивающие максимальное проникновение впрыскиваемого компонента топлива в боковые стороны. В результате анализа и обобщения многочисленных экспериментальных дан- ных предложены зависимости геометрических параметров создаваемого струйно-интерцепторного препятствия от параметров инжектирующих устройств и параметров двухфазного газового потока сопла, приемлемые для инженерных расчетов на этапе проектирования систем регулирования векто- ра тяги ЖРД. 114 1. Коваленко Н.Д. Ракетный двигатель как исполнительный орган системы управления полетом ракет. – Днепропетровск: Институт технической механики НАНУ и НКАУ, 2003. – 412 с. 2. Коваленко Н.Д., Стрельников Г.А., Коваленко Г.Н. Некоторые принципиальные схемы систем термога- зодинамического регулирования вектора тяги жидкостных ракетных двигателей // Техническая механи- ка.. – 2003. – № 2. – С.33 – 40. 3. Патент Україны на винахід № 71862. Рідинна ракетна двигунна установка щільного компонування з регульованим вектором тяги / Коваленко М.Д., Стрельников Г.О., Коваленко Г.М. – Рішення 15.05.2006 за заявкою № 20031213350 від 31.12.2003 р. – Бюл. 5, 2006. 4. Коваленко Н.Д., Харитонов В.В. Исследование интерцепторов с впрыском жидкости в сверхзвуковой поток // Прикладные вопросы аэродинамики летательных аппаратов. – 1986. – С.150 – 153. 5. Коваленко Г.Н. О формировании диаграмм управляющих усилий для управления полетом баллистических ракет и ракет-носителей // Вестник ДНУ. Ракетно-космическая техника. – 2006. – № 7. – С.45 – 53. 6. Коваленко, Г.Н., Сироткина Н.П. Гидродинамика боковых струй, управляющих сверхзвуковым пото- ком // Проблемы высокотемпературной техники. – Днепропетровск: ДНУ. – 2007. – С.54 – 60. 7. Колпин, Хорн, Райхенбах. Исследование проникновения струи жидкости, впрыскиваемой в сверхзвуко- вой поток. // Ракетная техника и космонавтика. – 1968. – № 5. – С.101 – 108. 8. Коваленко Н.Д., Стрельников Г.А., Коваленко Г.Н. Взаимодействие сверхзвукового потока в сопле Ла- валя с цилиндрическим препятствием на стенке и инжектируемым через него газом // Техническая ме- ханика. – 2002. – № 2. – С.71 – 77. 9. Джоши, Шец. Влияние формы инжекционного отверстия на глубину и ширину проникновения струи жидкости в поток газа // Ракетная техника и космонавтика. – 1975.– № 9. – С.12 – 14. 10. Прудников А.Г., Волынский А.С., Сагалович В.Н. Процессы смесеобразования и горения в воздушно- реактивных двигателях. – М.: Машиностроение, 1971. – 356 с. 11. Шайхутдинов З.Г., Клеванский В.М. Распространение и смешение жидкости, впрыскиваемой в сверхз- вуковой сносящий поток // ИВУЗ. Авиац. техника. – 1976.– № 1. – С.99 – 108. 12. Шерман, Шец. Распад жидких пленок и струй в сверхзвуковом потоке газа // Ракетная техника и космонав- тика.– 1971. – № 4. – С.154 – 163. Институт технической механики Получено 12.03.08, НАН Украины и НКА Украины, в окончательном варианте 07.04.08 Днепропетровск

О форме управляющего струйного интерцептора в сопле ЖРД с кольцевым вдувом выхлопного турбинного газа

Institution

Ähnliche Einträge