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

центробежных насосов.

Для регулирования числа оборотов ТНА обычно применяют регуляторы скорости (см. фиг. 10.21, поз. 11). Скорость вращения вала ТНА может поддерживаться постоянной, для чего следует

управляющий сигнал регулятора сделать пропорциональным ско-

Фиг. 10.26. Схема ТНА с редукторной передачей к насосам.

/—газовая турбина, 2—редуктор, 3—насос окислителя. 4—на­ сос горючего.

рости вращения вала или изменять его так, чтобы давление подачи

компонентов топлива в камеру двигателя оставалось постоянным.

В последнем случае сигнал управления должен быть пропорцио­ нальным давлению подачи.

В табл. 10. 3 приведены основные данные ТНА двигателя А-4

на тягу у земли 25 т (фиг. 10.27), а в табл. 10.4 — материалы, используемые для изготовления этого же турбонасосного агрегата.

Таблица 10.3

Основные данные ТНА двигателя А-4

Характеристики и расчетные

Размерность Данные

данные элементов ТНА

циальным подводом па­ рогаза (типа Кертисс)

564Гл. 10. Проектирование и расчет систем топливоподачи ЖРД

ВЖРД снарядов топливные баки обычно располагаются выше

двигателя, и поэтому рст является положительным. В ЖРД само­

летов топливные баки могут быть расположены ниже двигателя, и поэтому рст может быть отрицательным. Во время полета снаря­ да рст изменяется вследствие уменьшения столба жидкости в баке по мере ее израсходования, а также продольного ускорения сна­ ряда.

В результате давление данного компонента топлива перед на­ сосом рст будет состоять из статического давления столба жидко­ сти и силы инерции этого же столба, т. е.

pCT = /Asin9-f-//p7 = /7p(y + g-sinO) =

рию полета и ускорение снаряда. При этом давлении необходимо

вести расчет насоса на кавитацию.

Если при расчете насоса на кавитации определено /^.нсбх, то потребное давление в баке рБ должно быть таким, чтобы при минимальном давлении столба жидкости было обеспечено необ­ ходимое давление />вх, т. е.

В снарядах, подвергающихся значительным ускорениям, напри­ мер зенитных, или в ракетных самолетах-истребителях следует при­ нимать специальные меры для сохранения минимального потреб­ ного напора жидкости на всасывании насоса (например, установ­ ку эжекторов для отсасывания пузырьков пара и воздуха из

всасывающей магистрали насоса).

Приведенные выше параметры насоса Q, Н и п, взятые в опре­ деленной комбинации, дают критерий подобия насоса, т. е. величи­

ну, которая определяет основные его свойства независимо от абсо­ лютных геометрических размеров, напора и числа оборотов.

ставляет ль, = 55 и кислородного — п.^82,7.

Малые значения п, обусловливают и весьма низкий к. п. д. на­ соса вследствие больших потерь в нем на трение и утечки жидко­ сти через зазоры между крыльчаткой и корпусом насоса. Величина зазора в лабиринтовом уплотнении азотнокислотного насоса обыч­ но равна 0,2—0,25 мм. Гидравлические потери зависят частично от качества обработки поверхностей колеса насоса.

Расчетную производительность насоса Q при заданном напо­

ре Н обычно уточняют введением в цепь насоса соответствующего

сопротивления в виде дроссельной шайбы и т. п. Такая регулиров­ ка напора и производительности насоса необходима в связи с до­ пусками на гидравлические параметры и характеристики насосов, клапанов, форсунок и т. п.

Характеристики насоса при различных числах оборотов можно определять по известным значениям их для одного какого-либо числа оборотов, исходя из следующих зависимостей: расход жидко­

сти Q=f(«), напор Д=/(ц2) и мощность N,i=f (п3), где f — функция,

зависящая от конструкции насоса.

Напор, расход жидкости и к. п. д. насоса также зависят от кон­

струкции крыльчатки, формы ее лопастей и геометрии корпуса насоса.

Напор, создаваемый центробежным насосом, приблизительно пропорционален квадрату окружной скорости и2 наружного диа­

метра D2 колеса насоса:

вается условиями его прочности и обычно не превышает «2=100-4 200 м/сек.. В случае необходимости получения больших напоров приходится переходить к многоступенчатым центробежным насо­ сам.

Выбрать число оборотов центробежных насосов довольно слож­

но. Известно, что повышение числа оборотов насоса этого типа бла­

гоприятно влияет на конструкцию всего турбонасосного агрегата, так как это приводит к уменьшению его габаритов и веса, а также к улучшению условий работы турбины (увеличивает ее к. п. д.).

Однако повышение числа оборотов насоса выше определенного

давление насыщенных паров ps перекачиваемой жидкости, так как чем ниже это давление, тем легче возникает кавитация.

С увеличением температуры ps резко возрастает, что следует учи­

тывать при расчете насосов на кавитацию. При расчетах ps, у и Q нужно брать при температуре Д—50° С, которой соответствуют воз­ можно худшие условия работы насоса. Данные о ps в зависимости от температуры обычно приводятся в курсах по топливу ЖРД и в некоторых справочниках по физике и химии.

Из выражения (10.85) вытекает, что максимально допустимое число оборотов насоса окислителя будет меньше, чем насоса горю­

чего, поскольку объемный расход его всегда больше, чем горючего. Поэтому в одновальных турбонасосных агрегатах число оборо­ тов ТНА определяется значением насоса окислителя.

Для повышения максимально допустимого числа оборотов на­ сосов в баках ЖРД с насосной подачей обычно искусственно соз­ дают подпор жидкости на входе в насос. Практически подпор жид­

кости на входе в насос можно создавать одним из следующих спо­ собов:

1)избыточным давлением в баках за счет скоростного напора атмосферного воздуха;

2)путем наддува бака сжатым газом из специальных баллонов или газом, получаемым при определенном давлении в специальном

газогенераторе;

3)струйными аппаратами;

4)насосами.

На фиг. 10.29 показаны принципиальные схемы ЖРД с различ­ ным питанием турбины насосного агрегата и наддува топливных баков.

Наддув топливных баков за счет скоростного напора малоэф­ фективен. Практически наиболее просто осуществляется подпор пу­ тем наддува, сжатым воздухом, но при этом утяжеляется система.

Если наддув топливных баков производится при помощи спе­ циальных газогенераторов, то до начала работы этих газогенерато­ ров наддув баков должен производиться сжатым воздухом. При повышении давления наддува в баке выше установленного значения избыток воздуха или газа должен стравливаться в атмосферу через предохранительный клапан.

Эффективным может оказаться наддув баков посредством струй­ ных аппаратов и винтовых насосов. Однако применение этих насо­ сов возможно только в том случае, если их конструкция обеспечи­ вает бескавитационную работу их при больших числах оборотов основных насосов. Для этого вспомогательный насос должен иметь

либо специальную конструкцию (например, шнековую), либо мень­ шее число оборотов, т. е. должен иметь привод от турбины через редуктор.

оборотов насоса от его производительности и подпора, вычисленные по формуле (10.85) при £„,=560 для жидкости с удельным весом у = 1000 кг!м\

Фиг. 10. 29. Принципи­

альные схемы ЖРД с независимым (а) и за­

висимым (б) питанием турбины насосного аг­ регата и наддувом топливных баков.

1—баллон сжатого газа.

2—бак однокомпонентно­ го топлива для питания

газогенератора. 3—бак основного горючего. 4—бак окислителя, 5—на­ сос окислителя, 6—управ­ ляемый клапан, 7—камера двигателя, 8—регулиро­

13 — однокомпонентный газогенератор, /4—маги­ страль управления за­ пуском двигателя, 15— вентиль, 16—двухкомпо­ нентный газогенератор.

Кривые этой фигуры показывают, что создание быстроходных насосов большой производительности потребует больших подпоров жидкости на входе в насос (около 5ч-10 атм). В случае же средних расходов компонентов (до 40—50 кг/сек), видимо, можно исполь­