Проектирование и расчет пневмогидравлической системы ракетного двигателя на жидком топливе

Спецификация ПГС2.cdw

Бортовой контрольный прибор
Заправочная горловина
Нормально открытый клапан
Нормально закрытый клапан
Стабилизатор соотношения КТ
Сверхкритический насадок
КР-2068999.45.06.00.00.028
КР-2068999.45.06.00.00.029
КР-2068999.45.06.00.00.030
КР-2068999.45.06.00.00.031
КР-2068999.45.06.00.00.032
КР-2068999.45.06.00.00.033
КР-2068999.45.06.00.00.035
КР-2068999.45.06.00.00.036
КР-2068999.45.06.00.00.038
КР-2068999.45.06.00.00.039
КР-2068999.45.06.00.00.034

ПГС.cdw

Принципиальная электрическая схема
коммутации пироприводов

спецификация РПД2.cdw

КР-2068999.45.06.00.00.000
Гайка М6 ГОСТ 15526-70
Шайба М6 ГОСТ 11371-78
Резиновое уплотнение

Спецификация ПГС1.cdw

Автономный газовый аккумулятор
Распределитель расхода
Пусковой клапан окислителя
Пусковой клапан горючего
Заправочная горловина
Мембрана свободного прорыва
Нормально открытый клапан ост
Нормально закрытый клапан
КР-2068999.45.06.00.00.001
КР-206899945.06.00.00.002
КР-2068999.45.06.00.00.003
КР-2068999.45.06.00.00.004
КР-2068999.45.06.00.00.005
КР-2068999.45.06.00.00.006
КР-2068999.45.06.00.00.007
КР-2068999.45.06.00.00.008
КР-2068999.45.06.00.00.009
КР-2068999.45.06.00.00.010
КР-2068999.45.06.00.00.011
КР-2068999.45.06.00.00.012
КР-2068999.45.06.00.00.013
КР-2068999.45.06.00.00.014
КР-2068999.45.06.00.00.015
КР-2068999.45.06.00.00.016
КР-2068999.45.06.00.00.017
КР-2068999.45.06.00.00.018
КР-2068999.45.06.00.00.019
КР-2068999.45.06.00.00.020
КР-2068999.45.06.00.00.021
КР-2068999.45.06.00.00.022
КР-2068999.45.06.00.00.023
КР-2068999.45.06.00.00.024
КР-2068999.45.06.00.00.025
КР-2068999.45.06.00.00.026
КР-2068999.45.06.00.00.027

спецификация РПД1.cdw

КР-2068999.45.06.00.00.000
КР-2068999.45.06.00.00.008
КР-2068999.45.06.00.00.009
КР-2068999.45.06.00.00.010
КР-2068999.45.06.00.00.011
КР-2068999.45.06.00.00.012
КР-2068999.45.06.00.00.000.СБ
КР-2068999.45.06.00.00.000.ПЗ
КР-2068999.45.06.00.00.001
КР-2068999.45.06.00.00.002
КР-2068999.45.06.00.00.003
КР-2068999.45.06.00.00.004
КР-2068999.45.06.00.00.005
КР-2068999.45.06.00.00.006
КР-2068999.45.06.00.00.007
Пояснительная записка

Чертеж.cdw

Технические характеристики
развиваемое электромагнитом
Расход газа через ЭПК
Продолжительность работы
Технические требования
Проверить наличие трещин на корпусе.
Произвести пневмо-и гидроиспытания.
Проверить наличие пузырьков воздуха при испытаниях.
Проверка на наличие загрязнений.

Kursovaya-Izm_KI-04022016.docx

Министерство образования и науки Российской Федерации
ФГБОУ ВПО Омский государственный технический университет
Кафедра «Авиа- и ракетостроение»
специальность – 160700.65
специализация – «Проектирование авиационных и ракетных двигателей»
по дисциплине " Проектирование комбинированных
ракетных двигателей
Проектирование и расчет пневмогидравлической системы ракетного двигателя на жидком топливе
Пояснительная записка
КР-2068999.45.06.00.00.000.ПЗ
Студент гр.ПРД – 111
ФГБОУ ВПО «Омский государственный технический университет»
Специальность 160700.65– «Проектирование авиационных и ракетных двигателей»
Задание на выполнение курсового проекта
по дисциплине " Проектирование комбинированных ракетных двигателей
студенту группы ПРД-111 Калинину Сергею Сергеевичу
тема проекта: «Проектирование и расчет пневмогидравлической системы
ракетного двигателя на жидком топливе»
Срок сдачи студентом законченной работы – 16 декабря 2015 г.
Ступень ракеты одноступенчатая
Время полета ступени
Диаметр ракетного блока
Бак для аккум. НаддуваГорючее
Содержание пояснительной записки (перечень подлежащих разработке вопросов)
Проектирование и описание работы ПГС.
Расчет потребной массы топлива объемов и резервов баков и их герметических размеров.
Оценочный расчет габаритов двигателя ступени диаметров и длин трубопроводов;
Расчет гидропотерь в магистралях трубопровода.
Расчет размеров воронкогасителей и заборных устройств.
Расчет системы наддува определение основных параметров процессов в топливном баке и аккумуляторе наддува.
Перечень графического материала (с указанием обязательных чертежей)
Принципиальная схема ПГС – 1 л (формат А1)
Электропневмоклапан – 1 л (формат А1).
Основная рекомендуемая литература
Основы теории и расчета жидкостных ракетных двигателей. в 2 кн. Под ред.В.М. Кудрявцева. - М:Высшая школа1993.
Регуляторы и клапаны жидкостных ракетных двигательных установок Сост. М.М. Дронь К.И. Жариков В.Ю. Куденцов А.Б. Яковлев -Омск Изд - ОмГТУ2014 - 52с.:ил.
Пневмогидравлические системы и автоматика жидкостных ракетных двигательных установок Сост. В.Ю. Куденцов А.Б. Яковлев - Омск Изд - ОмГТУ 2015 - 218 с.:ил.
Дата выдачи задания «16» сентября 2015 г.
Описание пневмогидравлической схемы ЖРДУ6
Расчет основных параметров ЖРДУ10
Расчет потребной массы топлива объемов и запасов топливных баков16
Расчет геометрических размеров топливных баков и высоты уровня топлива в баке21
Расчет длин трубопроводов подачи компонентов27
Расчет основных размеров трубопроводов30
Расчет гидравлических потерь в магистралях37
Расчет бескавитационного профиля заборных устройств44
Расчет воронкогасителя и остатков незабора топлива48
Определение основных параметров газа в аккумуляторе давления и газовых подушках баков.57
Расчет электропневмоклапана72
В ходе выполнения курсовой работы на тему «Проектирование и расчет пневмогидравлической системы ЖРДУ» была произведена разработка пневмогидравлической системы ракетного двигателя на жидком топливе одноступенчатой ракеты-носителя.
Техническая характеристика разработанной пневмогидравлической системы двигательной установки:
Массовый секундный расход
Выполненная курсовая работа включает в себя пояснительную записку объемом страниц формата А4 (с приложениями) в том числе содержит рисунка таблиц. Библиографический список содержат 6 источников.
Графическая часть курсовой работы включает в себя:
) разработанная схема ПГС ЖРДУ- 1 лист (А1);
) Электропвнемоклапан- 1 лист (А1)
Важнейшим элементом летательных аппаратов оснащённых жидкостными ракетными двигательными установками (ЖРДУ) является пневмогидравлическая система (ПГС) которая обеспечивает заправку ЛА основными компонентами топлива; хранение запаса компонентов топлива и рабочих тел ПГС и автоматики ЛА на борту без изменения химических и физических свойств в заданном диапазоне параметров; предстартовый и основной наддув топливных баков; подачу компонентов топлива в КС с заданными параметрами на протяжении всего времени работы ДУ.
Ракетный двигатель (РД) - это установка предназначенная для получения тяга путем преобразования любого вида энергии в кинетическую энергию рабочего тела отбрасываемого от двигателя в окружающую среду.
Жидкостный ракетный двигатель (ЖРД)- это химический двигатель использующий в качестве ракетного топлива жидкости в том числе и сжиженные газы.
Жидкостные ракетные двигательные установки (ЖРДУ) являются сложным техническим комплексом объединяющие в своем составе пневмогидравлические системы и системы управления.
Пневмогидравлические системы (ПГС) обеспечивают хранение и подачу топлив в камеры сгорания (КС) газогенератор (ГГ) а также подачу рабочих тел наддува баков и питания агрегатов автоматики.
Описание пневмогидравлической схемы ЖРДУ
1 Принципиальная схема ПГС
В зависимости от назначения к ЖРД предъявляют различные требования по величине тяги продолжительности и условиям работы. Это приводит к большому разнообразию применяемых способов подачи компонентов и схем ДУ.
Одним из важнейших элементов характеризующих двигательную установку в целом является система подачи топлива.
По типу агрегата создающего давление подачи различают вытеснительную и турбонасосную подачу топлива.
Отличительной особенностью вытеснительной системы подачи топлива является то что баки с компонентами топлива находятся под большим давлением значительно превышающим давление в КС. По этой причине топливные баки приходится делать толстостенными а следовательно массивными.
Применение вытеснительной системы подачи топлива целесообразно при давлениях в КС не больше . Газовытеснительные системы подачи топлива находят в основном применение в двигателях небольшой тяги рассчитанных на малое время работы.
При насосной системе подачи топлива нет необходимости поддерживать в баках высокое давление. Небольшое давление воздушной подушки в баках
() создаётся для обеспечения бескавитационной работы насосов. Насосная система подачи топлива значительно сложнее вытеснительной но для двигателей средних и больших тяг она предпочтительнее т. к. вес всей системы питания ЖРД включая баки с топливом будет меньше.
Системы питания ЖРД с насосной подачей топлива бывают:
с автономной (независимой) турбиной (схема “без дожигания”);
с предкамерной турбиной (схема “с дожиганием”).
Системы ЖРД с автономной турбиной применяются для маршевых двигателей средней тяги (максимальное значение давления в КС ). Следует учитывать то что автономные турбины являются высокоперепадными () и малорасходными а также то что они снижают удельный импульс тяги двигателя на 2-6 % из-за выброса “мятого” газа за борт ракеты.
Системы ЖРД с предкамерной турбиной используются в двигателях большой тяги с высоким давлением в КС (). Предкамерные турбины являются высокорасходными и низкоперепадными (). Двигатели данной схемы более экономичны так как в них исключаются потери удельного импульса тяги из-за расходования топлива на питание турбин. [1]
Так как интервал времени работы ДУ довольно значителен и двигатели имеют среднюю тягу выбираем насосную систему подачи топлива без дожигания генераторного газа (см. рис.1).
Рис. 1. Схема питания ЖРД с автономной турбиной и газогенератором работающим на основных компонентах топлива
2 Заправка запуск и останов ДУ
Заправка топливом ДУ производится через заправочные горловины 16 и 30 при открытых вентилях 15 29 20 и 24. При этом воздух и пары топлива стравливаются через дренажные горловины баков 19 и 23. После окончания заправки компонентами топлива все вентили закрываются и надежно контрятся. Хранение топлива в баках без контактов вне камеры двигателя жидкой и газовых фаз топлива обеспечивается применением на магистралях топлива пусковых клапанов 13 и 14 а на магистралях наддува – мембран 17.
Заправка газом аккумулятора производится через горловину 26 при открытом вентиле 27.
Запуск ДУ с насосной системой подачи топлива начинается с предварительного включения электрического питания от бортовых аккумуляторов Б электрической системы ДУ ключом Кл. По команде «Пуск» при нажатии оператором с помощью дистанционного управления кнопки Кп подается напряжение на запальное устройство пиропатрона ПП1 открывается газовый клапан системы наддува баков происходит прорыв мембран заполнение газом наддува газовых подушек баков и повышение давления в них. Возрастание давления в баках контролируется с помощью реле давлений РД1 и РД2 контакты которых в нормальном состоянии разомкнуты и замыкаются при достижении номинального уровня давления. С момента замыкания последнего реле напряжение от источника питания подается на запальные устройства пиростартера 9 и ПП3 пиротехнического привода газового клапана подачи командного воздуха через редуктор 21 в регулятор тяги 37. Газ пиростартера прежде чем попасть на турбину проходит через распределитель расхода 12 где установлены три сопла которые распределяют расходы газа на турбину и в замкнутые полости мембран принудительного прорыва пусковых клапанов горючего 13 и окислителя 14. Размеры сопел распределителя расходов подбирается так чтобы вскрытие мембран принудительного прорыва происходило при определенной частоте вращения ротора ТНА. После открытия пусковых клапанов топливо подается через форсунки в камеру и газогенератор.
Блокировка аварийных ситуаций при запуске предотвращается в результате совместной работы реле давления РД3 и РД4 и реле времени РВ2. Реле времени при своей настройке учитывает темп увеличения частоты вращения ротора ТНА и время задержки его срабатывания составляет 3-5с. Срабатывание РВ2 при разомкнутых контактах РД3 и РД4 соответствует планируемому выходу двигателя на режим а при замкнутых контактах РД3 и РД4 вызывает аварийный останов двигателя путем подачи электрического сигнала на срабатывание пиропатронов ПП5- ПП10 которые прекращают подачу топлива в камеру двигателя и газогенератор прекращают наддув баков и сбрасывают давление из всех емкостей ДУ. Преднамеренный останов двигателя может быть вызван нажатием кнопки останова Ко системой дистанционного привода электромагнитного реле ЭР со стартовой позиции или с пульта управления полетом ЛА. Так же в электрической схеме предусмотрен реле времени РВ1 время задержки срабатывания которого настраивается на время работы первого режима (15-30 с). По истечении этого времени замыкание контактов РВ1 вызывает срабатывание пиротехнического привода ПП4 перестраивающего командный редуктор 21 регулятора тяги на новый пониженный режим работы который далее сохраняется до конца полета ЛА.
Расчет основных параметров ЖРДУ
Жидкостным ракетным двигателем называют ракетные двигатели использующие жидкое топливо.
Жидкое горючее и жидкий окислитель из баков подаются в камеру двигателя где в результате сгорания топлива образуются газообразные продукты высокой температуры. В сопле они расширяются от давления на срезе сопла и вытекают в окружающую среду с большей скоростью. Истечения газов из сопла является причиной возникновения реактивной силы двигателя.
Проектирование двигательной установки (ДУ) - важный и наиболее трудоемкий этап в создании ракеты.
Двигательная установка является основным элементом ракеты и обуславливает собой ее важнейшие параметры.
Основными показателями ДУ являются: удельный импульс удельная тяга надежность стоимость. Главным из них считается удельный импульс ДУ показывающий тягу создаваемую единицей массы расходуемого рабочего тела. Получение высокого удельного импульса является первостепенной задачей при проектировании ДУ.
В качестве топлива для двигателя изделия используется топливная пара АК-27 + НДМГ. Она является самовоспламеняющейся.
Азотная Кислота: Мощный окислитель поскольку в ней содержится 80%кислорода. При окислении различных горючих она разлагается на воду кислородиазот. Выгодно отличаетсябольшим удельным весом. Вследствиевысокой теплоемкостиона может быть использована в качестве охлаждающего компонента камеры ЖРД.
Ракетыв которых она используется в качестве окислителямогут длительное время хранится заправленными в постоянной готовности к пуску. К недостаткам в эксплуатации относитсязначительное повышение давленияв герметически закрытых емкостях сазотной кислотойвследствие процесса ее разложения. Главный недостатоказотной кислоты–высокая коррозийная активностьпо отношению к большинству материалов.Обладаетядовитымисвойствами. Вредны для здоровья также парыазотной кислоты. Стоимостьазотной кислотыневелика.
НДМГ - бесцветная прозрачная жидкость с резким неприятным запахом характерным для аминов. Компонент высококипящего ракетного топлива. Легко самовоспламеняется с окислителями на основе азотной кислоты и азотного тетраоксида что обеспечивает легкий запуск и стабильную работу двигателей РН в широком диапазоне изменения окружающих условий.
Диаметр ракетыDр = 1.45 м
Время работы ДУt = 105 с
Топливо АК-27 + НДМГ
Тяга ДУ на Земле Р0= 490 кН
Число камер сгорания ДУz к = 2
Давление в камере сгоранияpк = 9 МПа
Давление на срезе соплаpа = 0.065 МПа
Стандартные параметры топлива:
Стандартный удельный импульс тяги
Показатель адиабаты
Стандартная температура горения
Плотность окислителя
Весовое соотношение компонентов топлива
1 Определение удельного импульса КС маршевого двигателя
Температура горения топлива
Приведенный стандартный удельный импульс тяги
Удельный импульс на расчётном режиме
Удельный импульс тяги в пустоте
Удельный импульс тяги на Земле
Приближённый расчёт основных геометрических параметров двигателя
Диаметр критического сечения сопла
Где – расход топлива единичной камеры сгорания;
Расход горючего единичной камеры сгорания
– расход окислителя единичной камеры сгорания;
–расчетный коэффициент.
Диаметр среза сопла
Принимаем согласно проведенному расчету:
диаметр критикDкр= 0145 м
диаметр среза соплаDа= 0611 м
Радиус кривизны контура сопла
где - угол на срезе сопла принимаем
- угол раскрытия сопла принимаем
- линейные участки контура сопла;
Длина сверхзвуковой части сопла
Высота форсуночной головки КС
Длина цилиндрической части КС
Длина двигательной установки (только для первых ступеней ракеты)
Вычерчиваю схему двигательной установки (Рис.2).
Рис.2 Габаритные размеры КС
Расчет потребной массы топлива объемов и запасов топливных баков
При проектировании ЖРДУ определяется потребный объем баков который должен обеспечить размещение заданного количества топлива и внутренних элементов конструкции баков а также выделение свободного объема для газовой подушки:
- потребный объем топливного бака;-объем топлива заправляемого в бак; -объем занимаемый конструктивными элементами расположенными внутри топливного бака; -объем газовой подушки.
Объем топлива определяется по массе топлива заправляемого в бак с учетом:
- рабочего запаса для камеры- массы компонентов потребной для работы двигателей на основном и переходном режимах здесь переходный режим - период работы ЖРДУ от момента отрыва ЛА от стартового стола до дохода двигателей на режим 90 97% номинальной тяги:
где - время работы ДУ; - расход компонента топлива в камеру сгорания;
- рабочего запаса для газогененраторов при их наличии - массы компонентов потребной для работы газогенераторов на основном и переходном режимах обычно рабочий запас для ГГ не превышает 10 - 15% от рабочего запаса для камеры:
- гарантийного запаса - массы компонентов необходимой для компенсации увеличения расхода на основном режиме при отклонении параметров ЖРДУ от номинальных значений обычно гарантийный запас не превышает 3 % от рабочего:
- массы достартового расхода топлива - массы топлива необходимой для заполнения емкостей трубопроводов и работы ДУ до отрыва ЛА от стартового стола обычно время работы ДУ до стартас;
- массы незабора топлива- массы топлива остающегося в двигателях после выключения остатки топлива в баках и магистралях питания для обеспечения бескавитационной работы насосов ТНА обычно масса незабора не превышает 1% от рабочего запаса:
Таким образом в общем случае масса топлива заправляемого в бак:
Потребный объем топливного бака
где- плотность компонентов топлива.
Объем конструктивных элементовможно в первом приближении рассчитать по формуле
где - коэффициент загромождения бака который определяется по статистическим данным или из конкретного расчета.
Свободный объем в баке не заполненный топливом называется объемом газовой подушки. Объем газовой подушки обеспечивает в баке начальное давление наддува потребное давление для запуска двигателя; компенсирует расширение компонента топлива при изменении температуры окружающей среды а также возрастание давления в баке вызванное выделением растворенных в топливе газов кипением или разложением компонентов топлива; компенсирует неточности изготовления баков и ошибки при заправке баков; обеспечивает работу дренажно- предохранительной системы.
При отсутствии свободного объема в баках в период хранения заправленного ЛА может произойти чрезмерное возрастание давления в баках что приведет к разрыву мембран в топливной магистралях проливу компонентов топлива через гидравлические тракты магистралей и двигателя а для самовоспламеняющихся компонентов- к самопроизвольному запуску двигателя. Однако объем газовой подушки не должен быть излишне большим так как увеличение объема баков приведет к ухудшению массовых характеристик ЛА.
Для расчета объема газовой подушки можно использовать уравнение состояния газов в баке
где - давление и объем газовой подушки соответственно; - газовая постоянная и температура газа в подушке соответственно;
- масса газа в газовой подушке.
Изменение объема газовой подушки при колебаниях температуры топлива в баке
где- коэффициент объемного температурного расширения топлива.
Тогда давление в газовой подушке при максимальной температуре хранения заправленного бака
Масса газа в подушке
С учетом последнего уравнения можно найти
Необходимый объем газовой подушки
Из последнего выражения можно выделить относительный объем газовой подушки - коэффициент "пустоты
В первом приближении для расчета обычно принимают а
Время работы двигателя
Компоненты топливаАК-27 + НДМГ
Плотность компонентов топлива
1 Массовые характеристики топливного бака горючего
Масса топлива рабочего запаса для камеры
Масса топлива рабочего запаса для газогенераторов
Масса топлива гарантийного рабочего
Массы достартового расхода топлива
Массы незабора топлива
топлива заправляемого в бак
Потребный объем топливного бака горючего
Объем конструктивных элементов
Потребный объем баков равен
2 Массовые характеристики топливного бака окислителя
Масса топлива рабочего запаса для газогенераторов:
Масса топлива заправляемого в бак
Потребный объем топливного бака окислителя
Расчет геометрических размеров топливных баков и высоты уровня
Объем бака складывается из суммы объемов цилиндрической части бака и верхнего и нижнего днищ причем в случае равенства объемов днищ имеем:
где - объем полусферического днища; - объем цилиндрической части бака.
Рис.3 Схема топливного бака
Рис.4 Схема топливного бака когда объем газово й подушки превышает объема сферического днища
Объем полусферического днища
где - высота днища;- радиус днища.
Высоту днища можно определить задавшись радиусом днища и диаметром цилиндрической части бака
где радиус днища выбирается в пределах
Объем цилиндрической части бака
где - высота цилиндрической части бака.
Высота цилиндрической части бака определяется по выражению
Высота уровня топлива в баке в случае когда объем газовой подушки (Рис5) превышает объем сферического днища будет
В противном случае когда определяется высота газовой подушки из выражения
а затем и высота топлива в баке
Потребный объем бака
1 Геометрические характеристики топливного бака горючего
Высота столба жидкости компонента топлива от зеркала жидкости до оси ротора ТНА
Высота цилиндрической части бака
Высота уровня топлива в баке
Высота уровня топлива в баке в случае когда объем газовой подушки превышает объем сферического днища будет
Рис.6 Топливный бак горючего
2 Геометрические характеристики топливного бака окислителя
Рис.7 Топливный бак окислителя
Расчет длин трубопроводов подачи компонентов
Исходными данными для расчета длин трубопроводов подачи компонентов к ТНА и камерам сгорания являются размеры ДУ и заданный диаметр ракеты.
Длина пробирного (межбакового) отсека может быть выбрана с учетом соотношения
Общая длина ракеты (без головной части)
Расстояние от топливного отсека (нижнего бака) до ДУ
Расстояние от топливного отсека до ТНА определяем предполагая что ТНА располагается между нижним баком и ДУ равноудалено от них
Тогда расстояние от ТНА до камеры двигателя
Предполагаем что верхним баком является бак окислителя а охлаждение камеры сгорания осуществляется горючим. Тогда длина всасывающего трубопровода окислителя от бака окислителя до ТНА (трубопровод подачи окислителя на вход в насос)
Длина всасывающего трубопровода горючего от бака горючего до ТНА (трубопровод подачи горючего на вход в насос)
Длина напорного трубопровода окислителя от ТНА до камеры сгорания (трубопровод подачи окислителя в камеру двигателя)
Длина напорного трубопровода горючего от ТНА до камеры сгорания (трубопровод подачи горючего в камеру двигателя)
Длина бака окислителя
Длина двигательной установки
1 Определение габаритов ДУ и длин трубопроводов
Длина приборного отсека
Расстояние от топливного отсека до ТНА
Расстояние от ТНА до камеры двигателя
Длина всасывающего трубопровода окислителя от бака окислителя до ТНА (трубопровод подачи окислителя на вход в насос)
Полученные величины длин трубопроводов необходимо скорректировать в сторону увеличения с учетом имеющихся изгибов на 10..20%
Рис. 8 Расположение трубопроводов
подачи компонентов топлива
Расчет основных размеров трубопроводов
Трубопроводы должны пропускать в единицу времени необходимое количество рабочего тела при минимальных потерях давления. Диаметры трубопроводов определяются секундными расходами и скоростями движения жидкости и газа. При больших скоростях увеличиваются гидравлические сопротивления которые пропорциональны квадрату скорости движения жидкости а при малых скоростях необходимо увеличивать размеры трубопроводов (т.е. их массу и габариты). Поэтому скорость движения в трубопроводах пневмогидросистем ДЛА обычно выбирается следующим образом:
- для всасывающей линии (баки - ТНА) мс:
- для нагнетающей линии (ТНА - камеры) мс:
- для заправочной линии мс:
- для трубопроводов пневмоуправления мс:
Внутренний оптимальный диаметр трубопровода вычисляется по формуле
где - максимальный массовый расход рабочего тела в трубопроводе; - плотность рабочего тела.
Необходимо помнить что в случаи наличия ГГ работающего на основных компонентах топлива расход топлива подаваемый из бака насосом по всасывающей линии складывается из расхода топлива поступающего в камеру двигателя и расхода идущего на питание ГГ
Таким образом расход топлива протекающий по всасывающей линии задается
Соответственно расход топлива протекающий по напорной линии в камеру сгорания
Полученный оптимальный диаметр округляется до ближайшего предусмотренного стандартами[2] с учетом выбранной толщины стенки трубопровода
где - наружный диаметр трубопровода по ГОСТ; - толщина стенки трубопровода.
Затем уточняется скорость движения рабочего тела по трубопроводу по принятому внутреннему диаметру
Уточненное значение плотности подставляют в уравнение для расчета диаметра трубопровода и определяют скорость движения газа.
Выбранное значение толщины стенки трубопровода необходимо проверить на прочность. Толщина стенки бесшовного трубопровода определяется по формуле
где - максимальное статистическое давление рабочей жидкости; - допускаемые напряжения в стенке трубопровода; - коэффициент запаса величина которого зависит от предполагаемого коррозийного износа стенки трубы м.
Толщина стенки трубопровода с продольным швом рассчитывается с учетом коэффициента прочности сварного шва учитывающего ослабление прочности трубопровода по сварному шву
Плотность окислителя
Расход окислителя в кс
Расход горючего в кс
1 Определение геометрических характеристик трубопровода окислителя от топливного бака до ТНА
Расход топлива протекающий по всасывающей линии задается
Согласно статистическим данным средняя скорость всасывающей линии от бака до ТНА оставляет.
Внутренний оптимальный диаметр трубопровода
По справочнику [2] выбираем диаметр трубопровода и толщину стенки по ГОСТ 9941-81 диаметр 170 мм толщина 5 мм материал 08Х18Н10.
Оптимальный диаметр
Уточнение внутреннего диаметра
Так как внутренний диаметр больше оптимального диаметра то мы уточняем скорость движения.
Скорость движения рабочего тела по трубопроводу по принятому внутреннему диаметру
Максимальное статическое давление рабочей жидкости
По справочнику [2] выбираем допустимое напряжение по
Толщина трубопровода больше коэффициента С следовательно условие выполняется.
2 Определение геометрических характеристик трубопровода окислителя
Расход топлива протекающий по напорной линии в камеру сгорания:
Согласно статистическим данным средняя скорость нагнетающей линии от ТНА до КС оставляет.
По справочнику [2] выбираем диаметр трубопровода и толщину стенки по ГОСТ 9941-81 диаметр 120 мм толщина 35 мм материал 08Х18Н10.
По справочнику [2] выбираем допустимое напряжение по
Толщина трубопровода больше коэффициента С условие выполняется.
3 Определение геометрических характеристик
трубопровода горючего от топливного бака до ТНА
Расход топлива подаваемый из бака насосом по всасывающей линии
По справочнику [2] выбираем диаметр трубопровода и толщину стенки по ГОСТ 9941-81 диаметр 140 мм толщина 5 мм материал 08Х18Н10.
4 Определение геометрических характеристик
трубопровода горючего от ТНА до КС ЖРДУ
Расход топлива протекающий по напорной линии в камеру сгорания
По справочнику [2] выбираем диаметр трубопровода и толщину стенки по ГОСТ 9941-81. Диаметр 95 мм толщина 3 мм материал 08Х18Н10.
Проверка толщины стенки трубопровода
По справочнику [2] выбираем допустимое напряжение по.
Расчет гидравлических потерь в магистралях
Потери давления жидкости в магистралях определяются для разработанной ПГС для трубопроводов подачи компонентов топлива на вход в насос (всасывающие линии окисления и горючего) и трубопроводов подачи компонентов в КС.
Суммарные потери давления в трубопровода состоят из потерь давлений на трение подлине трубопровода и потерь давления на местных сопротивлениях т.е
Потери давление на трение между движущейся жидкостью и стенками трубопровода определяются по формуле Дарси - Вейсбаха:
где - коэффициент гидравлического сопротивления трения; - длина трубопровода; - диаметр трубопровода; - плотность компонента; - скорость движения по трубопроводу.
Коэффициент трения технических труб круглого сечения для турбулентного режима течения жидкости может быть в первом приближении определен как
где - средняя шероховатость поверхности трубопровода; - критический Рейнольдса определяемый по выражению:
здесь - кинематическая вязкость компонента.
Кинематическую вязкость можно определить зная динамическую вязкость:
При расчетах гидравлических потерь среднюю шероховатость поверхности трубопроводов можно принимать:
- для диаметров - равной 10 мкм;
- для диаметров - равной 5 мкм.
Доля потерь давления на трение о стенки трубопровода ПГС составляет:
-по расходным магистралям питания камеры от бака до входов в насосы 5 15% от величины суммарных потерь;
- по линиям питания ГГ - до 95%.
Потери давления на преодоление местных сопротивлений пропорциональны скоростному напору:
где - коэффициент местного сопротивления определяемый в зависимости от рода преграды на пути движения рабочего тела.
Суммарные потери давления на преодоление местных сопротивлений могут быть определены по приближенной формуле (учтены возможные виды местных сопротивлений):
где- потери в заборном устройстве; - потери на сварных швах трубопровода; - потери в гибких элементах (сильфонах); - потери на элементах автоматики; - потери на расширение и сужение потока соответственно; - потери при повороте потока; - потери на развороте потока.
Длина трубопровода от БО до ТНА
Длина трубопровода от БГ до ТНА
Длина трубопровода окислителя от ТНА до КС
Длина трубопровода горючего от ТНА до КС
Диаметр трубопровода окислителя от ТБ до ТНА
Диаметр трубопровода окислителя от ТНА до КС
Диаметр трубопровода горючего от ТБ до ТНА
Диаметр трубопровода горючего от ТНА до КС
Скорость топлива в трубопроводе окислителя от ТБ до ТНА
Скорость топлива в трубопроводе горючего от ТБ до ТНА
Скорость топлива в трубопроводе окислителя от ТНА до КС
Скорость топлива в трубопроводе горючего от ТНА до КС
Динамическая вязкость окислителя
Динамическая вязкость горючего
Средняя шероховатость поверхности трубопровода
1 Определение гидравлических потерь
в трубопроводе окислителя от топливного бака до ТНА
Кинематическую вязкость можно определить
Критический Рейнольдса определяемый по выражению
Потери давление на трение между движущейся жидкостью и стенками трубопровода определяются по формуле Дарси - Вейсбаха
Суммарные потери давления на преодоление местных сопротивлений
Поз. А- Выход из топливного бака
Поз. Г- Угольник (поворот 90)
Поз. Д- Пневмоклапан прямоточный
Рис. 9 Топливная магистраль от бака до ТНА
Суммарные потери давления в трубопроводе:
2 Определение гидравлических потерь в трубопроводе окислителя от
Критический Рейнольдса определяемый по выражению
Потери давление на трение между движущейся жидкостью и стенками трубопровода определяются по формуле Дарси – Вейсбаха
Поз. А- Выход из коллектора
Поз. Б- Угольник (поворот 90)
Поз. Г- Пневмоклапан
Поз. Е- Угольник (поворот 90)
Рис. 10 Топливная магистраль от ТНА до КС
3 Определение гидравлических потерь в трубопроводе
горючего от бака горючего до ТНА
Поз. Б и В- Тройник
Рис. 11 Топливная магистраль от бака до ТНА
Суммарные потери давления в трубопровода
4 Определение гидравлических потерь в трубопроводе горючего
Поз. Б и Г- Тройник
Поз. В и Д- Угольник (поворот 90)
Поз. Е и Ж- Вход в рубашку охлаждения
Поз. К- Пвневмоклапан
Рис. 12 Топливная магистраль от ТНА до КС
Суммарные потери давления в трубопроводе
Расчет бескавитационного профиля заборных устройств
При движении жидкости в заборном устройстве скорость потока увеличивается. Это приводит к снижению статического давления. Последнее может привести к кавитации которая наступает когда статическое давление становится ниже давления насыщенных паров жидкости. Исключить явление кавитации можно путем профилирования заборного устройства таким образов чтобы статическое давление в любом его сечении превышало давление насыщенных паров жидкости при данной температуре.
Бескавитационный профиль заборного устройства(рис. 1) можно приближенно рассчитывать из уравнения Бернулли для сечений А-А (вход в заборное устройство) и В-В (место соединения заборного устройства с топливной магистралью):
где и -статическое давление в сечениях А-А и В-В соответственно; и - скорости течения жидкости в сечениях А-А и В-В соответственно; - потери напора при движении жидкости от сечения А-А к сечению В-В; - высота столба жидкости между сечениями (высота заборного устройства); - продольное ускорение ЛА; - продольная перегрузка (для ракетоносителей и БР обычно).
Рис.13 Схема бака с воронкогасителем
При проектировании заборного устройства минимальной длины необходимо чтобы статическое давление в нем было постоянным (тогда кавитация будет невозможна). Следовательно при условии уравнение будет иметь вид
В этом уравнении заменим скорости движения жидкости в соответствующих сечениях выражениями через массовый расход из бака:
Подставляя эти выражения в уравнения получим зависимость для определения диаметра заборного устройства (диаметра словного отверстия)
Величину потерь давления по длине заборного устройства приближенно можно определить Дарси - Вейсбаха которая в случае равномерного движения жидкости в круглых трубах имеет вид
где - коэффициент гидравлического сопротивления трения.
Если отнести параметры в последнем выражении к сечению В-В то получим несколько завышенное значение потерь так как и
Можно воспользоваться и коэффициентом местного сопротивления заборного устройства в этом случае
С учетом последних выражений уравнение для определения диаметра заборного устройства преобразуется к виду
Если пренебречь потерями в заборном устройстве т.е. принять и получим форму бескавитационного профиля заборного устройства
Таким образом для определения диаметра сливного отверстия заборного устройства необходимо знать диаметр в сечении В-В (равным внутреннему диаметру всасывающего трубопровода ) и расход компонента из бака на вход в насос а также задать высоту заборного устройства (можно принять)
Внутренний диаметр трубопровода
Высота заборного устройства
1 Определение бескавитационного профиля заборных устройств
для топливного бака окислителя
Продольное ускорение
Диаметра заборного устройства
Потери давления по длине заборного устройства
Скорости движения жидкости
2 Определение бескавитационного профиля заборных устройств
для топливного бака горючего
Расчет воронкогасителя и остатков незабора топлива
При сливе компонента топлива через сливное отверстие в баке в конце опорожнения образуется воронка приводящая к двухфазному течению в сливном трубопроводе. Известно что переход к двухфазному течению при вихревом воронко образовании происходит при больших высотах уровня чем при возникновении воронки без вращения. Поэтому для уменьшения остатков не забора принимают определенные меры например ставят направляющие ребра исключающие образование вихревой воронки.
Высота уровня жидкости при которой происходит прорыв газа в сливной трубопровод называется критическим уровнем. Величина где - диаметр сливного отверстия называется относительным критическим уровнем (относительной высотой воронкообразования)
Эмпирическая формула для определения с учетом сил вязкости в поле действия силы продольного ускорения ЛА
где - число Фруда определяемое по выражению:
(здесь - ускорение свободного опадения в близи Земли).
Тарели установленные над сливными отверстиями(рис.16) приводят к уменьшению критического уровня по сравнению со сливом через отверстие в днище. Критическая высота уровня при которой происходит прорыв газа к сливному отверстию при установленной тарели может быть определена для широкого диапазона чисел Фруда и Рейнольдса по формуле:
(здесь; ; - диаметр тарели задаваемый выражением;b - высота установки тарели над днищем бака определяемая по формуле
- осевая перегрузка ракеты
(- продольная составляющая ускорения ЛА).
Рис.14 Схема слива топлива из бака
без воронкогасителя (а) и с воронкогасителем (б):
Определять основные размеры воронкогасителя (рис.17) можно по следующей приближенной методике.
Рис.15 Расчетная схема
Определяем скорость течения компонента топлива в сливном трубопроводе
Определяем число Рейнольдса в сливном трубопроводе
Определяем число Фруда в сливном трубопроводе
Подбираем диаметр тарели и высоту установки тарели над днищем по соотношениям
таким образом чтобы
Определяем относительную высоту воронкогообразования
где - для РН и БР - для высокоманевренных ЛА.
Вычисляем диаметр ребер тарели радиус внутреннего контура тарели и радиус перехода от днища к сливному трубопроводу из условия плавного изменения скорости жидкости по длине заборного устройства:
Определяем абсолютную высоту воронкообразования
При расчете остатков незабора учтем остатки топлива в баке для обеспечения бескавитационной работы заборного устройства и объем топлива остающегося в магистрали питания топливом насоса (во всасывающем трубопроводе)
Для определения расчетной величины остатка незабора необходимо знать критическую высоту и профиль воронки. Расчетная схема при определении остатков незабора представлена на рис. 18
Рис.16 Расчетная схема для определения остатков незабора
В инженерных расчетах величина остатка незабора вычисляется по формулам:
- для бака с плоским днищем
- для бака со сферическим и эллиптическим днищем
где - коэффициент учитывающий объем воздушной воронки; - коэффициент равный отношению объема сферического сегмента высотой и радиуса к объему цилиндра высотой и радиуса; - для сферических днищ; - для эллиптических днищ( - полуоси эллипса рис 16а)
Коэффициент вычисляется по формулам:
- для бака со сферическим днищем:
- для бака с эллиптическим днищем:
Диаметра заборного устройства окислителя
Диаметра заборного устройства горючего
1 Определение воронкогасителей и остатков незабора
Скорость течения компонента топлива в сливном трубопроводе
Число Рейнольдса в сливном трубопроводе
Число Фруда в сливном трубопроводе
Диаметр тарели и высота установки тарели над днищем
Относительная высота воронкообразования
Вычисляем диаметр ребер тарели радиус внутреннего контура тарели и радиус перехода от днища к сливному трубопроводу :
Абсолютная высота воронкообразования
Рис.17 Расчетная схема воронкогасителя в баке окислителя
Коэффициент вычисляется по формулам
Остаток незабора вычисляется по формуле
Расчет остатков незабора
Рис.18 Расчетная схема остатков незабора в баке окислителя
2 Определение воронкогасителей и остатков незабора для топливного бака горючего
Диаметр тарели и высоту установки тарели над днищем
Относительную высоту воронкообразования
Абсолютную высоту воронкообразования
Рис.19 Расчетная схема воронкогасителя в баке горючего
Остатка незабора вычисляется по формулам
Расчете остатков незабора
Рис.20 Расчетная схема остатков незабора в баке горючего
Определение основных параметров газа в аккумуляторе давления и газовых подушках баков.
Минимальное давление газа наддува в подушке топливного бакаpmin=02 МПа
Номинальное давление газа наддува в подушке топливного бака pном =035 МПа
Максимальное давление газа наддува в подушке топливного бакаpmax=05 МПа
Начальное давление газа в аккумуляторе pао =38 МПа
Начальная температура газа наддува в аккумулятореТао =289 K
Начальная температура газа наддува в подушке топливного бака Тпо =303 K
Компонент топлива НДМГ
Массовый секундный расходGк =47577 кгс
Плотность компонента топлива к = 786 кгм3
Время работы двигателя =105 с
Молярная масса газа наддува =0004 кгмоль
Процесс в аккумуляторе давления Изотермический
1 Расчет процессов в аккумуляторе давления и газовой подушке бака при использовании дроссельной шайбы
Расчет истечения газа из аккумулятора давления
через дроссель постоянного проходного сечения
Рассчитаем значение удельной газовой постоянной газа наддува
где R – универсальная газовая постоянная R = 8314 ; – молярная масса газа наддува кгмоль.
Определяем секундное изменение объема газовой подушки в баке считая его равным объемному расходу топлива из бака постоянным при Gк = const
где Gк – массовый секундный расход компонента топлива в баке кгс;
к – плотность компонента топлива кгм3.
Находим потребный массовый расход газа наддува
где pном – номинальное давление газа наддува в подушке Па; Тпо – начальная температура газа наддува в подушке K.
Определяем начальный объем аккумулятора
где n – коэффициент запаса учитывающий потери и обеспечивающий гарантированный запас газа наддува в аккумуляторе n = 1.1; k – показатель адиабаты газа наддува; – время работы двигателя с; pао – начальное давление газа наддува в аккумуляторе Па; Тао – начальная температура газа наддува в аккумуляторе K.
Проверим полученное значение по эмпирической зависимости
где pm Vк – объем компонента топлива в баке (рабочего запаса)
Vпо – начальный объем газовой подушки в баке определяемый как 1 5 % от объема компонента в баке
Расхождение значений Vao и V'ao удовлетворительное и не превышает 5 %. В дальнейших расчетах будем пользоваться значением Vao полученным по основной формуле.
Внутренний радиус оболочки аккумулятора будет
Принимаем значение диаметра проходного сечения дроссельной шайбы в пределах . В дальнейшем это значение будет уточняться.
Определяем начальный расход газа наддува из аккумулятора
где m – газодинамическая функция
– коэффициент расхода дросселя его можно принять для непрофилированного дросселя = 061; f – площадь проходного сечения дроссельной шайбы
Начальная плотность газа наддува в аккумуляторе будет
Определяем значения температуры плотности давления и расхода в аккумуляторе в зависимости от времени работы двигателя.
Законы изменения температуры плотности давления и расхода в аккумуляторе:
– при изотермическом процессе истечения
Расчет процессов в газовой подушке бака при использовании
Рассчитаем начальную плотность газа наддува в подушке
где pпо – начальное давление газа наддува в подушке Па .
Определим постоянную времени подушки
Находим давление газа наддува в подушке в момент времени с
– при изотермическом процессе в аккумуляторе
Строим график зависимости давления газа наддува в подушке топливного бака от времени работы двигателя (рис. 22).
Рис.22 Зависимость давления газа наддува в баке от времени работы двигателя (превышающая максимальное давление)
По графику видно что давление наддува входит в диапазона допустимых значений заданных неравенством
Следовательно диаметр проходного сечения дроссельной шайбы подобран верно.
Изотермический процесс истечения
Результаты расчетов заносим в таблицу (таблица 1)
Расчет параметров состояния газа в аккумуляторе давления при истечении через дроссельную шайбу
Для нового значения диаметра дросселя находим значения давления газа наддува в подушке в зависимости от времени работы двигателя.
Изотермический процесс в аккумуляторе
Определяем значения плотности газа наддува в подушке в момент времен
– при изотермическом законе в аккумуляторе [кгм3]
Температура газа наддува в подушке в любой момент времени будет
Результаты расчетов заносим в таблицу (Таблица 2)
Расчет параметров состояния газа наддува в подушке топливного бака
при истечении через дроссельную шайбу V = 23с
Строим графики зависимостей давления плотности температуры газа в аккумуляторе давления и расхода газа из аккумулятора от времени работы двигателя при истечении через дроссельную шайбу постоянного проходного сечения (см. приложение 1).
Строим графики зависимостей давления плотности температуры газа наддува в подушке бака от времени работы двигателя при истечении через дроссельную шайбу постоянного проходного сечения (приложение 2).
2 Расчет процессов при наддуве топливного бака
с использованием газового редуктора
через газовый редуктор
Давление газа в баке по мере расходования компонента поддерживается в указанных пределах за счет подачи газа из системы наддува. Расход газа поступающего в топливный бак из системы наддува регулируется:
) регулятором расхода с постоянной площадью проходного сечения (дроссельная шайба);
) регулятором расхода с переменной площадью проходного сечения (газовым редуктором).
Первый способ конструктивно прост но давление наддува в этом случае меняется в довольно широких пределах (приложение 2 рис. 7). Это вынуждает устанавливать в магистрали наддува например параллельно несколько шайб подключенных для подачи газа в бак в процессе работы системы в определенной последовательности. Подключение дополнительной дроссельной шайбы увеличивает расход газа на наддув бака и тем самым давление газа в нем. Во втором способе регулятор может либо обеспечивать постоянство давления газа в баке либо изменять его по заданной программе.
Использование высокопрочных материалов для изготовления обечайки бака оптимизация конструкции топливных отсеков и некоторые другие факторы приводят к существенному сужению диапазона допускаемых пределов изменения давления наддува баков. Это вызывает потребность введения в систему наддува особых устройств регулирующих давление в газовой подушке бака. Такие регуляторы реагируя например на колебания давления в газовой подушке бака будут изменять площадь проходного сечения специального регулирующего органа изменяя тем самым количество газа подаваемого на наддув бака.
Проверять не будем так как исходные данные не изменились. Полученные значения используем для дальнейшего расчета. В случае коррекции исходных данных (например при ужесточении требований по диапазону допустимых отклонений давления в баке) их необходимо повторить в полном объеме заново. Вследствие того что дроссельная шайба теперь заменена на газовый редуктор.
Определяем значения температуры плотности давления газа в аккумуляторе в зависимости от времени работы двигателя при истечении через газовый редуктор.
Законы изменения температуры плотности и давления в аккумуляторе при опорожнении через газовый редуктор при линейном законе изменения свободного объема газовой подушки где – скорость изменения объема газовой подушки равная при изотермическом законе
Результаты расчетов заносим в таблицу таблицу (таблица 3).
Строим графики зависимостей давления плотности температуры газа в аккумуляторе давления от времени работы двигателя при истечении через газовый редуктор (см. приложение 3).
2.2. Расчет геометрических параметров газового редуктора
Расчет площади открытия клапана редуктора в зависимости от времени работы двигателя.
Потребный расход газа наддува
здесь – коэффициент расхода клапана газового редуктора примем = 081;
fкл – площадь проходного сечения в газовом редукторе м2.
Выразим площадь клапана из предыдущего уравнения:
Результаты расчетов площади заносим в таблицу (таблица 3).
Определение максимальных высоты подъема и площади проходного сечения клапана.
Максимальная площадь клапана будет в конце работы ( = кон fкл.кон = fкл.max) в момент когда высота подъема будет максимальной (zкл.кон= zкл.max).
Для тарельчатого клапана это значение можно определить следующим образом (см. рис. 23). Площадь проходного сечения клапана
где z – высота подъема клапана м.
Максимальная площадь проходного сечения клапана при z = zmax будет равна площади отверстия
С учетом последних двух выражений
Таким образом максимальная высота подъема тарельчатого клапана будет
Для конического клапана максимальное значение высоты подъема клапана можно принять
Определяем диаметр клапана:
где fкл.кон = fкл.max – площадь проходного сечения клапана в конце работы двигателя (из табл. 3). Округляем до целого полученное значение в миллиметрах.
Принимаем dкл=1510-3 м.
Определяем высоту подъема клапана в зависимости от времени работы двигателя:
Результаты расчетов заносим в таблицу (табл. 7).
Строим зависимости площади открытия клапана и высоты подъема клапана от времени работы (см. приложение 3).
Расчет параметров состояния газа в аккумуляторе давления
при истечении через газовый редуктор
Составим баланс сил действующих на подвижную систему редуктора с компенсирующей мембраной (рис. 15):
где с1 – жесткость пружины мембраны; с2 – жесткость пружины клапана;
z pп – давление газа на выходе из редуктора (давление подачи); Fкл – площадь поверхности клапана на которую действует давление газа; p0 – давление окружающей среды; pа. Fм.эф.1 и Fм.эф.2 – эффективные площади соответствующих мембран (основной 1 и компенсирующей 2).
Находим величину давления на выходе из редуктора
Представив это выражение в виде ряда слагаемых получим
Из уравнения видно что первый и четвертый члены постоянны и не зависят от условий работы редуктора. Второй член зависит от величины подъема клапана а третий – от двух величин: давления газа на входе в редуктор и разности площадей клапана и эффективной площади второй мембраны. Поэтому величина третьего слагаемого может легко изменяться по желанию конструктора.
Площадь второй мембраны выбирают исходя из следующих соображений. Поскольку закон изменения величин второго и третьего членов разный то получить их сумму постоянной в соответствии с выражением на всем диапазоне давлений на входе в редуктор не представляется возможным. Но задавшись равенством давления на выходе из редуктора для двух любых точек характеристики (обычно это делают для начала и конца работы двигательной установки т.е. ) можно получить следующее соотношение:
из которого легко определить необходимый размер второй мембраны:.
В этом случае как и для основной мембраны площадь Fм.эф.2 является эффективной а ее геометрические размеры рассчитываются в соответствии с выражением
где Fм.2 D2 Dм.2 – геометрическая площадь диаметр жесткого днища и наружный диаметр компенсирующей мембраны соответственно:
Определяем площадь поверхности клапана:
Начальные и конечные значения давления газа в аккумуляторе и высоты подъема клапана выбираем из таблицы 3:
pа.нач = 380106 Паpа.кон = 1618106 Па
zнач = 02610-3 мzкон = 06210-3 м.
Выбираем пружины и производим их расчет (по ГОСТ 13767-86) [1].
Выбираем винтовую цилиндрическую пружину сжатия 110 по ГОСТ 13767-86 (класс I разряд 2) со следующими параметрами:
Сила пружины при максимальной деформации F3= 5 Н
Диаметр проволоки d = 04 мм
Наружный диаметр пружины D1 = 3 мм
Жесткость одного витка с1'= 1429 Нмм
Наибольший прогиб одного витка s3' = 0351 мм
Назначаем число витков пружины: n = 2
Полное число витков: n1 = n + n2 = 2+ 15 = 35
где n2 – число нерабочих витков.
Жесткость пружины: с = с1' n = 1429 2= 7145 Нмм 7145 Нм
Средний диаметр пружины: D = D1 – d = 3– 04= 26 мм
Рабочая деформация пружины (соответствует наибольшему принудительному перемещению подвижного звена в механизме) s2: для нашего газового редуктора наибольшее перемещение соответствует максимальной высоте подъема клапана которую выбираем из таблицы 3.
Сила пружины при рабочей деформации: F2 = cs2 = 7145 062= 4428 Н.
Сила пружины при максимальной деформации:
где – относительный инерционный зазор пружины сжатия (для пружин классов I и II = 005 025).
Значение силы при максимальной деформации выбранной пружины
F3 = 5 Н попадает в полученный интервал значит пружина выбрана правильно.
Максимальная деформация пружины: s3 = F3 c = 5 7145= 07 мм.
Длина пружины при максимальной деформации:
l3 = (n1 + 1 – n2)d = (35 + 1 – 15)04 = 12 мм
где n3 – число обработанных витков.
Длина пружины в свободном состоянии: l0 = l3 + s3 = 12 + 07 = 19 мм.
Длина пружины при рабочей деформации: l2 = l0 – s2 = 19 – 062= 128 мм.
По аналогичной методике подбираем пружину для мембраны:
Винтовая цилиндрическая пружина сжатия 90 по ГОСТ 13767-86 (класс I разряд 2) со следующими параметрами:
Сила пружины при максимальной деформации F3 =375 Н
Наружный диаметр пружины D1 = 4 мм
Жесткость одного витка с1'= 5386 Нмм
Наибольший прогиб одного витка s3' = 0696 мм
Число витков пружины: n = 1
Полное число витков: n1 = 2.5
Жесткость пружины: с = 5386 Нмм = 5386 Нм
Средний диаметр пружины: D = 36 мм
Рабочая деформация пружины: s2 = 062 мм
Сила пружины при рабочей деформации: F2 = 3338 Н
Сила пружины при максимальной деформации: Н
Максимальная деформация пружины: s3 = 0696 мм
Длина пружины при максимальной деформации: l3 = 08 мм
Длина пружины в свободном состоянии: l0 = 1496 мм
Длина пружины при рабочей деформации: l2 = 0877 мм
Определяем эффективную площадь компенсирующей мембраны:
где с1 = 5386 Нм – жесткость пружины мембраны; где с2 = 7145 Нм – жесткость пружины клапана.
Находим геометрические размеры компенсирующей мембраны 2
– наружный диаметр компенсирующей мембраны
– диаметр жесткого днища
Анализируя геометрические размеры пружин клапана и компенсирующей мембраны можно сделать вывод что пружины могут быть установлены в габаритах клапана и мембраны.
Определяем геометрические размеры основной мембраны 1.
Задаемся наружным диаметром мембраны Dм.1 = 5 мм = 005 м.
Диаметр жесткого днища мембраны м.
Геометрическая площадь мембраны
Эффективная площадь основной мембраны
Находим начальные затяжки пружины 1 мембраны lзат.1 и пружины 2 клапана lзат.2.
Из выражения получим:
Задаемся начальной затяжкой пружины 2 клапана lзат.2 = 0510-3 м.
Давление окружающей среды принимаем нормальным атмосферным:
Остальные параметры выбираем соответствующими началу работы двигательной установки: рп.нач = рном = 035 МПа; zнач = 02610-3 м; pа.нач = 38106 Па.
Тогда начальная затяжка пружины 1 мембраны:
Определяем значения давления газа наддува в подушке бака в зависимости от времени работы двигателя при истечении через газовый редуктор по выражению:
Результаты расчетов заносим в таблицу (таблица 3).
Строим график зависимости давления газа наддува в подушке бака от времени работы двигателя при истечении через газовый редуктор (приложение 3).
Расчет электропневмоклапана
1 Назначение и описание электропневмоклапана
Электропневмоклапан (ЭПК) служит для управления работой топливных клапанов. ЭПК состоит из двух основных узлов: электромагнита (1) и пневмоклапана. Крепление электромагнита на пневмоклапане осуществляется с помощью накидной гайки (20). На накидной гайке крепится резиновое кольцо (22). В нижней части электромагнита выполнено шесть боковых дренажных отверстий защищающих внутреннюю полость ЭПК от попадания в нее пыли через дренажные отверстия. Электромагнит питается постоянным током рабочее напряжение 24 30 В.
Конструкция электропневмоклапана
Пневмоклапан состоит из корпуса (2) сдвоенных клапанов (3) и (4) разгрузочного клапана (17) седла (14) штока (21).
Корпус (2) имеет два штуцера расположенные в одной плоскости и выполненные за одно целое с ним. К одному штуцеру подсоединяется тройник от которого управляющее давление подводится к топливным клапанам а к другому штуцеру крепится электромагнит. В два резьбовых отверстия корпуса ввернуты штуцер (12) и пробка (11).
Сдвоенный клапан осуществлен свинчиванием друг с другом клапанов (3) и (4) в проточках которых завулканизированы уплотнения из морозостойкой резины. Между ними установлена втулка (5) обеспечивающая требуемый ход клапанов.
Резиновая манжета (7) исключает перетекание воздуха из полости пружины (10) к дренажному отверстию.
Резиновое кольцо (15) закрепленное в колпачке (13) шайбой (14) и винтом (16) предохраняет внутреннюю полость ЭПК от проникновения в нее пыли и беспрепятственно допускает стравливание воздуха.
В полости резьбового штуцера корпуса находится седло (19) разгрузочный клапан (17) в проточках которого завулканизированы уплотнения из резины и пружина (18).
Требуемый ход разгрузочного клапана обеспечивается подбором регулировочной прокладки (23) которая одновременно является и уплотняющей. Усилие создаваемое электромагнитом передается на разгрузочный клапан через шток (21). Для перепуска воздуха при перемещении якоря электромагнита в верхней части штока предусмотрены два паза – продольный и поперечный.
Работа электропневмоклапана
При обесточенном электромагните сжатый воздух через штуцер (12) проходит в полость разгрузочного клапана. Разгрузочный клапан силой пружины (18) и давлением сжатого воздуха плотно прижат к седлу (17). Клапан (4) под действием силы пружины (10) и неуравновешенного давления воздуха прижат к правому седлу корпуса; клапан (3) соответственно отжат от левого седла. При этом воздух от штуцера (12) проходит к выходному штуцеру корпуса. При включении электромагнита ярмо притягивает якорь и передаваемое через шток (2) усилие преодолевая силу упругости пружины и давление сжатого воздуха прижимает разгрузочный клапан к седлу корпуса. Воздух из полости пружины (10) стравливается в атмосферу через дренажные отверстия в ярме электромагнита.
Силой давления сжатого воздуха клапан (4) преодолевая усилие пружины отжимается от правого седла а клапан (3) соответственно прижимается к левому седлу и отсекает поступление сжатого воздуха к выходному штуцеру корпуса.
В этом положении происходит дренаж воздуха из управляющих полостей топливных клапанов.
Ход клапана поз. 17 от положения его при включенном электромагните до положения при выключенном электромагните установить путем подбора толщины прокладки поз. 23 напряжение 215–05 В постоянного тока.
При помощи регулировочного винта С обеспечить зазор при включенном электромагните заменяя его по оси якоря; напряжение 215–05 В постоянного тока.
Определяем эквивалентный диаметр седла электропневмоклапана.
где G- массовый секундный расход газа через ЭПК; k- показатель адиабаты газа наддува; R- газовая постоянная газа наддува; Т- температура торможения газа на входе в клапан; Рвх- полное давление газа на входе в клапан.
С учетом рекомендаций по определению высоты подъема клапана
Определяем площадь проходного сечения клапана
Уточняем эквивалентный диаметр
Определяем диаметр седла клапана
Проходная площадь клапана
Определяем жесткость пружины клапана
Где - усилие развиваемое электромагнитом можно принять
В данном курсовом проекте была разработана принципиальная пневмогидравлическая схема (ПГС) одноступенчатой баллистической ракеты. Были произведены оценочные гидравлические весовые и другие расчёты. А именно: проведены расчеты жидкостного ракетного двигателя. Спроектированы заборные устройства для баков окислителя и горючего а также проведен расчет гидропотерь в трубопроводах и расчет остатков незабора компонентов ракетного топлива. В расчете установили что при использовании дроссельной шайбы можно обеспечить давление входящего в интервал между максимальным и минимальным значениями давлений. При использовании газового редуктора с компенсирующей мембраной можно добиться относительно постоянного значения давления.
Пневмогидроситсемы и автоматика ДЛА Сост. В.Ю. Куденцов А.Б. Яковлев - Омск Изд - ОмГТУ 2014 - 74с.:ил.
Справочник конструктора - машиностроителя : в 3х томах В.И. Анурьев. -М.: Машиностроение 2006. - Т.1 - 927с.; Т.2. - 959с; Т.3. - 927с.
Расстановка агрегатов управления жидкостных ракетных двигательных установок Сост. М.М. Дронь К.И. Жариков В.Ю. Куденцов А.Б. Яковлев -Омск Изд - ОмГТУ2014 - 52с.:ил.
Расчет процессов в аккумуляторе давления и газовой подушке бака: метод.указания к расчетно - графической работе сост. А.Б. Яковлев. - Омск:Изд. ОмГТУ 2011. - 43с.
Графики зависимостей параметров состояния газа в аккумуляторе давления
Рис. 1 Зависимость давления газа в аккумуляторе от времени работы при истечении через дроссель
Рис. 2 Зависимость плотности газа в аккумуляторе от времени работы при истечении через дроссель
Рис. 3 Зависимость температуры газа в аккумуляторе от времени работы при истечении через дроссель
Рис. 4 Зависимость расхода газа в аккумуляторе от времени работы при истечении через дроссель
Графики зависимостей параметров состояния газа в газовой подушке
Рис .5 Зависимость давления газа наддува в баке от времени работы при истечении через дроссель
Рис .6 Зависимость плотности газа наддува в баке от времени работы при истечении через дроссель
Рис .7 Зависимость температуры газа наддува в баке от времени работы при истечении через дроссель
Графики зависимостей параметров состояния газа в аккумуляторе площади открытия и высоты подъема клапана редуктора от времени работы для случая использования в системе наддува газового редуктора
Рис. 8 Зависимость температуры газа в аккумуляторе от времени работы при истечении через редуктор
Рис. 9 Зависимость давления газа в аккумуляторе от времени работы при истечении через редуктор
Рис. 10 Зависимость плотности газа в аккумуляторе от времени работы при истечении через редуктор
Рис. 11 Зависимость площади клапана от времени работы при истечении через редуктор
Рис. 12 Зависимость высоты подъема клапана от времени работы при истечении через редуктор
Рис. 13 Зависимость давления газа наддува подушки бака от времени работы при истечении через редуктор