книги из ГПНТБ / Шевелюк, М. И. Теоретические основы проектирования жидкостных ракетных двигателей учебное пособие для высших учебных заведений

520 Гл. 10. Проектирование и расчет систем топливоподачи ЖРД

При решении приведенной системы уравнений методом после­

довательных приближений можно принимать в первом приближе­ нии парциальные давления газов С2Н2, С2Н4 и С2Н6 равными нулю из-за их малости.

Если в состав данного топлива входит азот, то весовая доля углерода в твердой фазе также может быть определена из следую­ щего уравнения баланса:

азота в 1 кг топлива.

В этом случае энергосодержание 1 кг продуктов сгорания топ­ лива определяется по формуле

где Ли/С—энергосодержание i-ro газа и соответственно твердо­ го углерода (конденсированной фазы) в смеси, отне­ сенные к 1 кмоль;

цс — молекулярный вес углерода в твердой фазе.

Энтропия 1 кг продуктов сгорания вычисляется по формуле

\ = — У (S; - R1П Pi)Pi + Sc,

где Si и Sc — стандартная энтропия i-го газа и твердого углерода, отнесенная к 1 кмоль.

Расчеты показывают, что в 1 кг продуктов сгорания упомяну­ того выше топлива при х=1,8 и температуре 900° С содержится около 4—5% углерода в твердой фазе.

При увеличении коэффициента состава топлива % относительно стехиометрического значения температура сгорания топлива начи­ нает понижаться. При этом соответственно уменьшается содержа­ ние в продуктах сгорания продуктов диссоциации О, Н и ОН и рез­ ко уменьшается в газовой смеси содержание Н2 и СО.

Установлено, что продукты сгорания рассматриваемого топлива при больших значениях х состоят из продуктов полного сгорания

СО2 и Н2О, свободного кислорода О2 и азота N2.

Для определения состава и температуры продуктов сгорания

топлива, значительно балластированного горючим, требуется много времени. Поэтому расчет камер сгорания для топлив с весьма ма­

лым коэффициентом избытка окислителя (а=0,15-4-0,4) можно производить по значению RKT^ (см. стр. 546).

522 Гл. 10. Проектирование и расчет систем топливоподачи ЖРД

Затем строят совмещенные графики /т=/(х) и Аг=Д(х) и так как согласно первому закону термодинамики /т=/к, то точке пересече­ ния кривых /г и /к будет соответствовать искомое расчетное значе­ ние Храсч’ соответствующее выбранной расчетной температуре Тк°К.

Аналогично определяют % при балластировании топлива горю­ чим; в этом случае нужно задаваться предварительно х=0,5; 1,0

и 1,5.

Потребный расход вспомогательного топлива для работы каж­ дого ЖАД системы определяется по формуле

т)Гепл ~0,2 -ч- 0,3 — коэффициент, учитывающий тепловые потери газа в системе топливоподачи; определяется экспериментально.

Приведенная формула показывает, что потребный расход вспо­

могательного топлива в реактор ЖАД обратно пропорционален температуре газов в баках двигателя. Необходимые запасы компо­ нентов топлива блоков подачи ЖАД следует определять с учетом вероятных отклонений допусков на давление подачи рБ , объем

баков, величину RrTk и коэффициент у.

Расход топлива в ЖАД системы топливоподачи приблизительно

равен 1,5—2% от расхода топлива в камеру сгорания двигателя. К распылу компонентов топлива при подаче в реакторы предъяв­

ляются общие требования. Расчеты форсунок реакторов произво­ дятся обычным способом.

В некоторых случаях в момент запуска двигателя весьма важно сократить время повышения давления в топливных баках до рабо­ чих значений (при наличии в баках воздушных подушек). С этой целью можно применять пороховые шашки, горящие в первые се­

кунды после сигнала «пуск». Вес и поверхность горения этих шашек рассчитывают исходя из условия заполнения пороховыми газами свободного объема баков до давления подачи. Горение шашки дол­ жно закончиться до начала работы реактора ЖАД.

Поскольку в настоящее время отсутствуют точные данные о весе камеры сгорания ЖАД, то при приближенных расчетах вес ее при­

Считая, что топливные бачки и газовые баллоны ЖАД изготов­

лены из одного и того же материала шарообразной формы и имеют

одинаковые объемы, т. е.

системы подачи с ЖАД, вычисленные по уравнению (10.53) при

/?КГК= 10000 кгм[кг и RKTK=50000 кгм/кг; т}тепл=0,28; ут=1300 кг/м3;

£а = еБ = 1-4; па=1,7; иБ = 3; ДрБ=0,2/?Б; 6=1,4; х = 0,2; 3ta = = аАБ=110 кг!мм\ Ум а = к Б = 7900 кг!м3; /?а = 29,27 и Га = 293°К.

524 Гл. 10. Проектирование и расчет систем топливоподачи ЖРД

подачи с ЖАД при достаточно высокой температуре газа близок к удельному весу системы топливоподачи с ПАД.

Основным недостатком системы топливоподачи с ЖАД является

ее конструктивная сложность по сравнению с системами с ВАД

и ПАД.

§ 6. Способы питания турбины ТНА, их достоинства

и недостатки

По данным иностранной печати, за последние годы наметилась общая тенденция увеличения экономичности ЖРД большой тяги за счет повышения давления в камере сгорания. В таких двигателях обычно применяется турбонасосная система топливоподачи.

Методы получения рабочего тела для питания турбины насос­ ного агрегата могут быть разнообразными. Для этой цели могут быть использованы следующие типы газогенераторов (ГГ):

1)газогенераторы твердого топлива однократного действия, отличающиеся относительной конструктивной простотой и лег­ костью запуска;

2)однокомпонентные газогенераторы, работающие на одно­ компонентных жидких топливах и допускающие многократные за­

пуски;

3)двухкомпонентные газогенераторы, работающие на основных

компонентах топлива и допускающие многократные запуски.

Вкачестве твердого топлива для газогенерации могут быть

использованы соответствующие медленно горящие пороха, а в ка­ честве однокомпонентных топлив — перекись водорода (Н2О2), изо-

пропилнитрат (C3H7ONO2), окись этилена (СН4О), аммиак (NH3),

гидразин (N2H4) и др. Некоторые из однокомпонентных топлив требуют для ускорения своего разложения соответствующий ката­

лизатор.

Вслучае использования для газогенерации перекиси водорода газогенератор часто называют перекисеводородным парогазогене-

ратором (ПГГ).

Вряде существующих ЖРД с турбонасосной системой топли­ воподачи используется однокомпонентный парогазогенератор, ра­ ботающий на перекиси водорода 80—90 %-ной весовой концентра­

ла турбины этого парогаза при давлении перед соплом в 25—30 ата

достигает С]=950ч-1100 м/сек.

Лопатки турбины практически позволяют применять парогаз с относительно большей температурой, а значит, и с большей ско­ ростью его истечения из сопла турбины. От скорости щ зависит

экономичность работы турбины, т. е. удельный расход парогаза, представляющий отношение секундного расхода парогаза в турбину к ее полезной мощности. Этот способ питания турбины по сравне­ нию с другими способами практически хорошо освоен и в конст­ руктивном отношении прост. Недостатком его является низкая эко­

номичность работы турбины.

В случае ТНА температура получаемого парогаза при данном давлении в ПГГ определяется концентрацией перекиси водорода. В результате отпадает необходимость в регуляторе температуры парогаза и в зажигании компонентов в парогазогенераторе при за­ пуске, что упрощает его конструкцию и обеспечивает безотказную работу.

Перекисеводородный парогазогенератор характерен автоном­ ным запуском и не требует специальных пусковых устройств, мо­ жет надежно работать при весьма малом расходе перекиси водо­ рода. Если же двигатель должен иметь регулируемую тягу, то

в нем может быть предусмотрена возможность изменения произво­ дительности парогазогенератора с целью уменьшения числа обо­

ротов ТНА.

К турбонасосному агрегату, как одному из важных узлов двига­ теля, предъявляются требования надежности и экономичности ра­

боты. Повышение к. п. д. турбин для ЖРД малых и средних тяг не играет существенной роли, так как расход топлива на привод ТНА в этих случаях составляет незначительную долю от общего расхода топлива в камеру сгорания двигателя. Поэтому здесь даже очень большое повышение к. п. д. турбины практически мало отра­ зится на экономичности всего двигателя. Однако перспективное развитие ЖРД предполагает создание двигателей больших тяг при огромных расходах топлива в камеру. В этих случаях вопрос об экономичности работы ТНА приобретает уже относительно большее значение.

Как на один из возможных способов увеличения к. п. д. турби­ ны следует указать на применение парогаза более высоких темпе­ ратур (порядка 700—800° С).

Получать парогаз таких температур на базе перекиси водо­

рода возможно повышением концентрации последней до 90%. Однако применение Н2О2 такой высокой концентрации значительно увеличивает стоимость парогаза из-за относительно большей стои­ мости перекиси и сопряжено с трудностями ее использования из-за

более высокой температуры замерзания. Например, 80%-ная Н2Ог имеет температуру замерзания минус 27,7° С, а 90%-ная — минус

11° С.

Можно также повысить температуру парогаза введением в ме­

счет образующегося из перекиси при ее разложении газообразного

526 Гл. 10. Проектирование и расчет систем топливоподачи ЖРД

кислорода. В этом случае парогаз при давлении 25—30 атп и тем­ пературе 1000° С может иметь скорость истечения около С1?«1300ч-

1400 м/сек. Такой вариант получения парогаза для турбины практически более целесообразен потому, что при удачном подборе соответствующих добавок к перекиси можно одновременно полу­ чить парогаз более высокой температуры и снизить температуру

замерзания исходного раствора перекиси водорода. Кроме того,

стоимость такого парогаза снизится за счет применения в качестве добавок веществ, более дешевых, чем Н2О2.

Это преимущество, однако, сохраняется только в том случае,

если система питания турбины остается конструктивно простой и надежной в эксплуатации. Особенно тщательно должна быть ис­ следована взрывоопасность таких смесей.

Естественно, что катализаторы перекиси водорода для получе­ ния высокотемпературного парогаза должны быть термостойкими

впределах указанных температур (при этих условиях они должны сохранять свою активность и механическую прочность) и способ­ ствовать протеканию реакции с необходимой скоростью. Известные

внастоящее время катализаторы для разложения перекиси водо­ рода разработаны применительно к низким температурам парога­ за. Необходимость получения парогаза относительно более высоких давления и температуры, естественно, требует более термостойких и механически прочных катализаторов для разложения перекиси водорода с органическими присадками.

Возможно питание турбины газом, отбираемым непосредствен­

но из камеры сгорания, в том месте, где процесс сгорания топлива

восновной своей стадии завершен (например, в конце камеры сго­ рания, перед соплом). Однако такой способ питания турбины прак­ тически связан со значительными трудностями, так как материалы,

из которых изготовляются детали турбины, не могут выдержать высокой температуры отбираемого газа (порядка 2600—3100° С). Поэтому перед подачей в турбину этот газ необходимо охлаждать до 650—850° С в особой холодильной камере путем впрыска в него воды, которую приходится брать на борт боевого аппарата. К тому же практически весьма трудно регулировать температуру парога­ зовой смеси перед турбиной и получить из камеры сгорания доста­ точно полно химически прореагировавший газ. Видимо, из-за ука­ занных недостатков этот способ питания турбины ТНА примене­ ния не получил.

Возможно также снизить температуру отбираемого газа из ка­ меры сгорания двигателя до безопасно допустимого предела для лопаток турбины последующей подачей в него насосом некоторого! количества горючего (из бака двигателя), но это мероприятие со­ пряжено с дополнительным расходом компонента и также требует точной его дозировки (см. фиг. 10.6).

Возможно также питание турбины газом, получаемым в ре­ зультате сжигания в специальном газогенераторе горячего типа тех

компонентов топлива, на которых работает двигатель. Этот способ питания турбины отличается от предыдущего только тем, что про­ цесс получения горячего газа отделен от камеры сгорания двигате­ ля и поэтому легче управляем. Однако в случае сжигания топлива стехиометрического состава образующийся газ имеет высокую тем­ пературу, и для ее снижения до допустимого предела также необ­ ходим впрыск воды. Расчеты и эксперименты показали, что изме­ нение подачи воды в газ на несколько процентов меняет темпера­

туру парогаза в недопустимой степени.

Эти обстоятельства затрудняют регулирование газогенератора

совместно с двигателем и для обеспечения стабильности параметров получаемого парогаза требуют специальной сложной автоматики регулирования.

Целесообразным является питание турбины газом, образую­ щимся в газогенераторе из тех же компонентов топлива, на кото­ рых работает двигатель, но при весьма малом коэффициенте из­ бытка окислителя (порядка а=0,2-4-0,3).

Вес ТНА в этом случае получается такого же порядка, что и для

схем с выпуском отработавшего газа после турбины в атмосферу,

вес же ПГГ можно оценить по весу камер ЖРД на соответствую­ щие расходы и давления.

Получаемый при этом газ имеет такую температуру (около 700—900° С), . которую безопасно могут выдержать лопатки тур­ бины. Этот газ после отработки в турбине может либо выбрасы­ ваться непосредственно в окружающую среду, либо дожигаться до оптимального соотношения компонентов в общей или в специаль­ ной камере, участвуя при этом в создании тяги двигателя, либо, на­ конец, использоваться для защиты оболочки камеры от перегрева

(фиг. 10. 13).

Выброс такого генераторного газа после турбины в атмосферу, естественно, вызывает непроизводительную затрату топлива на об­ служивание системы питания, т. е. снижение эффективной тяги ЖРД, поскольку она определяется как отношение тяги двигателя

к суммарному расходу в нем топлива.

Одним из возможных путей улучшения характеристик ЖРД яв­ ляется повышение р«, которое приводит к увеличению РуД. Но вме­ сте с ростом Руд пропорционально увеличивается и удельный рас­

ход рабочего тела на привод турбины ТНА (удельный расход про­

порционален давлению подачи компонентов топлива в камеру сго­

рания двигателя).

Для ЖРД больших тяг (свыше 100—120 т), имеющих значи­ тельную продолжительность работы, может быть применена замкну­ тая система охлаждения камеры двигателя и питания турбины

(фиг. 10. 14). Однако для двигателей большой тяги с высоким дав­ лением в камере сгорания осуществить эту схему, видимо, трудно,

особенно если для надежного охлаждения камеры пристеночное

528 Гл. 10. Проектирование и расчет систем топливоподачи ЖРД

соотношение компонентов топлива хст будет значительно ниже среднего значения %ср.

С термодинамической точки зрения лучшим рабочим телом для этой системы является вода, так как она обладает гораздо лучши­ ми охлаждающими свойствами,

чем компоненты топлива. Основ­ ным недостатком воды является

двигателя.

■ее высокая температура замерзания, что вызывает необходимость

при эксплуатации в зимнее время подогревать ее специальными устройствами. Возможно также использование в качестве рабочего