Расчет двигателя орбитального маневрирования

Перечень сокращений, условных обозначений, символов, единиц

ПГС — пневмогидравлическая схема;

ОМорбитального маневрирования;

T — температура, К;

а— скорость маха, М;

p — давление, МПа;

в — расходный комплекс, м/с;

I — импульс, м/с;?

м — молекулярная масса, кг/моль;

Р — тяга двигателя, кН;

Р — тяга, Н;

б — коэффициент избытка;

К_m — массовое соотношение компонентов;

К_m0-стехиометрическое соотношение компонентов;

m— массовый расход кг/с;

Fплощадь, м²;

wскорость истечения продуктов сгорания, м/с;

сплотность компонента;

l— длина;

jприведенная расходонапряженность;

?Vобъем;

n — количество;

?р — перепад давления;

А — геометрическая характеристика;

h — высота камеры закручивания;

Rk — радиус камеры закручивания;

— коэффициент потерь;

n_из — показатель изоэнтропы;

h — толщина стенок камеры, мм;

Re — число Рейнольдса;

А — геометрическая характеристика форсунки;

Т_г. ст. и Т_ж.ст — температуры стенки камеры со стороны газа и со стороны жидкости;

б — коэффициент теплоотдачи;

С_Р — теплоемкость горячих газов;

з — вязкость;

dсредний диаметр участка;

Ккомплекс теплофизических свойств;

d_э— эквивалентный диаметр охлаждающего тракта;

F — площадь всасывающего отверстия отсоса, м²;

W — скорость воздуха в этом отверстии, м/с;

d — диаметр круглого отверстия или гидравлический диаметр для квадратного отверстия, м;

R_cпл.пож — радиус внутренней границы зоны возможных сплошных пожаров, м;

Т_выг. — время выгорания «запасов топливного вещества»;

h_охл — высота охлаждающего тракта, м;

n_i — число размеров соответствующего квалитета точности;

Т — квалитет точности конструкции;

Ш — шероховатость поверхности изделия;

Rz_i-1— высота неровностей поверхностей, оставшихся при выполнении предшествующего перехода;

h_i-1-глубина дефектного поверхностного слоя, возникшая на предшествующем переходе;

?_i-1-пространственные отклонения, возникшие на предшествующем переходе.

Индексы

_уд.— удельный;

_Т. — теоретический;

_д. — действительный;

_г. — горюче;

_ок.— окислитель;

_кр..— критическое сечение;

_а — сопло;

_пр.— приведнная;

_вх. — входная часть сопла;

_ф— форсунка;

Двигатель орбитального маневрирования, используется при изменении и коррекции орбиты космического ЛА, а также при межорбитальных переходах и торможении при сходе с орбиты.

Двигательная установка должна отвечать следующим требованиям:

а) высокой надежности, гарантирующей безотказную работоспособность в течение заданного времени в заданных условиях; б) минимальным удельной массе и габаритам; в) технологичности конструкции с точки зрения ее изготовления, сборки, испытаний, возможности проведения доработок;

г) экономичности, то есть возможности получения максимального удельного импульса;

д) использования доступных материалов с возможно меньшей стоимостью;

е) возможности работы двигателя в широком диапазоне температур;

ж) эксплуатационная технологичность;

з) возможности длительного хранения.

Требования к конструкции и схемы двигательной установки определяются условиями эксплуатации: невесомость и пустота. Эти условия работы позволяют создавать камеру двигатель с очень большой степенью расширения при небольшом давлении в камере сгорания. Невесомость накладывает отпечаток на систему подачи топливных компонентов в камеру.

В процессе проектирования двигателя необходимо провести термодинамический расчет процессов сгорания, определения геометрических характеристик камеры и сопла, провести расчет смесительных элементов. При расчете охлаждения условия работы двигателя позволяют применить неохлаждаемый насадок. В проекте необходимо провести расчеты несущей способности, прочностные расчеты отдельных конструктивных элементов. Разработать конструкцию камеры и элементов ПГС.

В технологическом разделе необходимо спроектировать технологические карты изготовления детали разработанного агрегата автоматики ПГС, выбрать заготовку и рассчитать ее размеры, рассчитать режимы резания для основных формообразующих операций. Необходимо спроектировать приспособления для проведения основных операций.

В разделе БЖД необходимо выявить опасные и вредные факторы при производстве и эксплуатации двигательной установки, разработать мероприятия их влияния, и провести анализ чрезвычайных ситуаций. В проекте необходимо разработать мероприятия по предупреждению этих ситуаций.

В экономическом разделе дипломного проекта необходимо провести расчеты себестоимости разработанной детали, определить прибыль и отпускную цену.

1. Выбор облика и обоснование параметров двигателя

Выбор параметров существенно зависит от назначения двигательной установки и от типа применяемого ЖРД. Двигатель ОМ должен обладать необходимой тягой, которая определяется баллистическими расчетами.

Рассмотрим параметры двигателей подобного класса ЛА. Например, космический корабль «Спейс-Шатл» имеет в своем составе два двигателя ОМ с тягой по 27 кН, которые работают по 300с каждый, расположенных в хвостовой части ЛА.

Для проектируемого двигателя данные баллистического расчета отсутствуют. Поэтому выбираем аналогичную схему из двух двигателей, как у «Спейс-Шатл». Тягу одного двигателя принимаем равной 25 кН.

Выбор компонентов топлива является одним из важнейших решений при проектировании ЖРД, предопределяющий многие детали конструкции двигателя и последующие технические решения. Поэтому выбор топлива для ЖРД выполняется при всестороннем рассмотрении назначения двигателя и ракеты, на которой он устанавливается, условий их функционирования, технологии производства, хранения, транспортировки к месту старта и т. п. Эта тенденция выразилась в применении энергетически эффективных пар компонентов топлива.

Для того, чтобы правильно выбрать компонент необходимо учесть все требования, предъявляемые к топливу двигательной установки, которая представлена в данной работе.

Требования к топливам: — высокие энергетические характеристики, т. е. высокие значения удельного импульса; - возможность создания в приемлемые сроки эффективной и надежной двигательной установки;

— высокое значение плотности топлива;

— возможные оптимальные эксплуатационные характеристики;

— хорошие экономические показатели.

Двигатель орбитального маневрирования работает длительное время, поэтому топливо должно храниться длительное время. Именно поэтому в качестве топлива были выбраны самовоспламеняющиеся компоненты — четырехокись азота и несимметричный диметилгидразин. Инициация процесса горения не вызывает в этом случае проблем.

На практике давление в камере сгорания двигателя, работающего в невесомости, ограничивается величинами 1— 1,5 МПа. Из этих соображений оно принято р_к=1МПа.

Двигатель ЛА аналогичного типа «Апполон» имеет степень расширения сопла примерно равную 250. Степень расширения проектируемого двигателя принимаем е=200. Тогда давление на срезе При небольшой тяге двигателя (и, следовательно, небольшом расходе топлива) турбонасосный агрегат становится слишком «тяжеловесным» элементом, ухудшающим весовые характеристики двигательной установки. Альтернативой насосной топливной системе служит вытеснительная, при которой поступление топлива в камеру сгорания обеспечивается давлением наддува в топливных баках, создаваемое сжатым газом, чаще всего азотом, который негорюч, неядовит, не является окислителем и сравнительно дёшев в производстве. Поэтому система выбрана вытеснительная и газ наддува — азот. Преимуществами вытеснительной системы является простота конструкции и скорость реакции двигателя на команду пуска, особенно, в случае использования самовоспламеняющихся компонентов топлива.

2. Выбор соотношения компонентов топлива и определеине параметров газа в камере ЖРД

Коэффициент избытка окислителя определяем на основании термодинамического расчета параметров продуктов сгорания, который приведен в.

Таблица 2.1- Данные термодинамического расчета

Построив зависимость I_{уд.пуст.}= f (б_ок) [1], мы графически определили, при каком коэффициенте избытка окислителя получаем максимальное значение удельного импульса на расчетном режиме работы двигателя. График представлен на рис. 2.1.

3. Определение геометрических характеристик камеры и сопла

3.1 Расчёт теоретического расхода через камеру ЖРД

Теоретический массовый расход рассчитываем без учета потерь в камере сгорания и сопле:

где I_у.Т=3327 м/с — удельный импульс на рабочем режиме; Р = 25· 10³ Н — тяга двигателя.

Тогда

.

3.2 Определение действительных расходов компонентов топлива

Для определения действительных расходов необходимо учесть при расчете потери в камере и сопле двигателя. Для учета этих потерь используем коэффициенты _к— коэффициент, характеризующий потери удельного импульса в камере сгорания и _с — коэффициент потерь удельного импульса в сопле двигателя. Значения коэффициентов _к и _с выбираем из ряда значений рекомендуемых в [2]:

_к =0.96.0,99, выбираем _к =0,97, так как используются активные компоненты;

_с =0,96.0,98, выбираем _с=0,98, так как сопло профилируется и за счет больших габаритов возникают потери на трение.

Тогда где I_у.д— действительный удельный импульс, с учетом потерь в камере и сопле.

Рассчитываем массовый расход горючего:

.

Для этого нам потребуются значения k_m, которое необходимо определить

Массовый расход горючего

Рассчитываем массовый расход окислителя:

3.3 Расчет основных геометрических характеристик сопла двигателя

Теоретическую площадь критического сечения найду через расходный комплекс:

где — расходный комплекс[1]

Действительная площадь критического сечения учитывает потери:

Находим диаметр критического сечения сопла:

Для нахождения диаметра среза сопла воспользуемся значением отношения (d_a/d_кр)²:

где F=24,49[1].

Теоретическая площадь среза сопла Действительная площадь среза сопла Тогда диаметр среза сопла будет равен:

.

3.4 Профилирование сопла двигателя

Сопло - газовый канал, предназначенный для разгона рабочего тела с целью создания тяги. В минимальном (критическом) сечении газовый поток приобретает скорость звука, в расширяющейся части ускоряется до сверхзвуковой скорости.

Определим угол на выходе из сопла. Для сопел работающих в пустоте, связь между величиной недорасширения и углом в_а выражается зависимостью

где б_а = 3,524[1], w_a=2993[1], с_a— плотность продуктов сгорания на выходе из сопла.

.

.

.

Зная в_а, по графикам зависимости от длины и радиуса сопла определяем угол раскрытия сверхзвуковой части сопла, а также относительное удлинение, откуда. Находим радиусы скругления докритической и закритической части сопла

;

.

По полученным данным строим сопловую часть двигателя по методу касательных:

Рисунок 3.1- Контур сверхзвуковой части сопла

4. Расчет геометрических размеров камеры сгорания

Расчет заключается в определении объема, длины и диаметра камеры сгорания. Используя методику, изложенную в работе [3], находим объем камеры

где Тогда объем камеры Радиус камеры сгорания где .

Тогда Диаметр камеры

Длина камеры Для построения профиля камеры, если ограничиться цилиндрической формой камеры сгорания с плоской головкой, необходимо определить: объем, длину цилиндрической части, форму и длину входной части сопла. С повышением давления в камере сгорания радиус R2 следует принимать большим, так как при меньшей кривизне контура выходной части сопла низкотемпературный пристеночный слой сохраняется более устойчивым, т. е. теплозащита стенки будет более надежной. Рекомендовано принимать

При принятой форме входной части сопла ее длина где

Тогда длина камеры

Координаты точки сопряжения дуг окружностей R1 и R2

Тогда

.

Находим длину цилиндрической части камеры сгорания где объем входной части сопла, равный Площадь сечения камеры сгорания равна Тогда длина цилиндрической части камеры сгорания Рисунок 4.1- Контур камеры сгорания

5. Расчет смесительных элементов камеры

5.1 Выбор типа и схемы размещения смесительных элементов на головке камеры ЖРД

Для подачи обоих жидких компонентов выбраны жидкостные однокомпонентные форсунки, так как в случае двухкомпонентных форсунок при интенсивном протекании процессов сгорания вблизи форсунок огневое днище головки и особенно узлы пайки форсунок в днищах будут работать при повышенных температурах. В таком случае пришлось бы еще организовывать вокруг каждой форсунки жидкостную завесу. В двигателях, работающих на однокомпонентных форсунках, для обеспечения хорошего смесеобразования необходимо равномерное чередование форсунок горючего и окислителя. Так как в камере сгорания давление низкое, то при расчетах увеличивается площадь камеры сгорания. Чтобы заполнить всю полость камеры форсунками при соотношении компонентов К_m=2,919 необходимо выбрать шахматную схему расположения форсунок на головке камеры.

Рисунок 5.1-Схема размещения форсунок

Для защиты стенок камеры сгорания от прогара, создаётся защитный пристеночный слой с помощью определенного размещения форсунок с рациональным соотношением компонентов К_m чтобы не использовать завесу. Посчитаем б_ок для пристеночного расположения форсунок в варианте а)

для N₂O₄+НДМГ — К_m0 =3,1[2],

Тогда для варианта б)

Тогда

Такое значение б_ок позволяет не использовать завесу.

5.2 Расчёт геометрических характеристик форсунок

При расчёте форсунки необходимо знать расход через одну форсунку. Чтобы определить его при известных общих расходах компонентов, находим количество форсунок горючего n_ф.г и окислителя n_ф.ок. Для этого вычерчиваем днище головки камеры сгорания. Выбираем расстояние между центрами форсунок и конструктивно их располагаем. Наружный диаметр форсунок 24 мм. После этого подсчитываем количество форсунок каждого компонента. На диаметре камеры, с учётом периферийного пояса завесы: n_ф.г — количество форсунок горючего, n_ф.г =52; n_ф.ок — количество форсунок окислителя, n_ф.ок = 37. Расходы через одну форсунку окислителя

Расходы через одну форсунку горючего

Задаемся углом распыливания и перепадом давления на форсунке? р_ф. Наиболее распространенные значения угла лежат в пределах [5], а значения. Так как плотность окислителя выше плотности горючего, то зададимся такими значениями угла:

Зная угол по графику, [4], находим коэффициент расхода и геометрическую характеристику А:

Далее определяем площадь сечения сопла форсунки и диаметр сопла:

где, [4];

Тогда Откуда получаем диаметры и радиусы сопел горючего и окислителя:

Из конструктивных соображений, учитывая влияние различных параметров на работу форсунки, задаемся числом входных отверстий и «плечом» закрутки Зная и i определяем

Определим коэффициент трения л для условий входа в форсунку

.

Здесь где динамическая вязкость, равная Тогда коэффициент трения л равен:

Определяем эквивалентную геометрическую характеристику центробежной форсунки:

Сравним

Значит, значения принимаем за окончательные. Определяем остальные размеры форсунок:

где h — высота камеры закручивания; Rk — радиус камеры закручивания.

6. Проектирование охлаждающего тракта камеры ЖРД

Организация охлаждения камеры ДЛА является одним из важнейших вопросов его проектирования, так как связана с исключительно высокими тепловыми потоками в стенки камеры.

Охлаждение будет состоять из двух видов: радиационное и наружное.

6.1 Радиационное охлаждение насадка сопла

Осуществляется излучением теплоты стенкой в пространство. Причем тепловое излучение стенки будет тем интенсивнее, чем выше ее допускаемая температура.

Расчет радиационного охлаждения камеры осуществляем по следующему алгоритму:

— определяем конвективный тепловой поток q_к:

где б_ж -коэффициент теплоотдачи где С_Рж.ст. =2,181, з_ж.ст=26,396, Т_к= 1937 К.

Таблица 6.1- Результаты расчетов охлаждения камеры

— выбираем материал для соплового насадка — ниобиевый сплав [3];

— определяем лучистый тепловой поток q_л

где е_ст- степень черноты для ниобиевого сплава равна е_ст=0,2.

Таблица 6.2- Результаты расчетов

— строим график зависимости конвективного теплового потока от диаметра соплового насадка;

— строим график зависимости лучистого теплового потока от температуры стенки соплового насадка;

— проводим прямую через два графика и определяем диаметр, при котором можно ставить сопловой насадок (рис. 6.1).

Рисунок 6.1-Условия радиационного охлаждения стенки сопла Учитывая, что в КС и особенно в области критического сечения тепловые потоки во много раз выше, то, очевидно, здесь эта система охлаждения непригодна. Однако в соплах с большим расширением и низким давлением на срезе тепловые потоки в области среза становятся настолько низкими, что радиационное охлаждение оказывается вполне приемлемым.

Поэтому проектируемый двигатель будет иметь участок сопла, начиная с относительной площади F_отн=4,059 и до конца сопла (F_отн=24,49) с радиационным охлаждением.

6.2 Проточное охлаждение камеры

Расчет охлаждения камеры осуществляем по следующему алгоритму:

— свой газодинамический профиль разбиваем на 6 участков, расположенных на небольших расстояниях друг от друга, так как уравнения для расчета охлаждения предназначены только для цилиндрических участков.

— задаемся температурой стенки со стороны газа на каждом участке для стали:

— определяем тепловой поток в газовую стенку от продуктов сгорания, включающий конвективную и лучистую составляющие, решение проводим итерационным методом с помощью следующих зависимостей. Для стали:

Коэффициенты теплоотдачи от газа к стенке и от стенки к жидкости, которые определяются как:

— находим температуру подогрева охладителя вдоль проточной части по формуле:

;

— определяем температуру стенки со стороны жидкости;

— по уравнению теплопроводности находим температуру газовой стенки

и сравниваем ее с принятой в начале расчета; если расхождение превышает 5%, то задаемся новой температурой газовой стенки и повторяем расчет.

Используя данный алгоритм, с помощью программы Ohl, рекомендованной кафедрой, был проведен расчет охлаждения. В программу были введены следующие значения: массовые расходы охладителя и топлива, давления на срезе сопла и в камере сгорания, температуры сгорания и входа охлаждающей жидкости в тракт, объемные доли в газовой смеси камеры сгорания О2, N2,H2,CO, NO, CO2, H2O, высота охладительного тракта (hохл=0,8мм), толщина горячей стенки (Sst=1мм), расстояние между гофрами живого сечения (а sr=7мм), толщина ребра и гофра (b=0,3мм).

Из предложенных в программе материалов (Х12Н9Т, медь, бронза) был выбран первый. В итоге выходит, что жидкость не закипает, скорость движения жидкости по тракту охлаждения лежит в пределах допустимых значений, W=6,01 м/с. Такие результаты нас удовлетворяют. Их и будем использовать в дальнейшем. Результаты представлены в приложении А.

6.3 Расчет коллектора

Определяем диаметр подводящего патрубка — d₁. Принимаем скорость жидкости в трубопроводе — w_ж=10 м/с, тогда площадь проходного сечения подводящего патрубка вычисляется по формуле:

Получаем Диаметр подводящего патрубка Площадь коллектора вычисляем по эмпирической формуле:

;

Радиус коллектора Площадь охлаждающего тракта на срезе сопла

Суммарная площадь всех отверстий подвода жидкости в охлаждающий тракт

.

Чтобы определить размеры отверстия подвода компонента, зададимся их диаметром. Примем диаметр отверстия d_отв=7 мм.

Зная площадь отверстия, найдём их количество. Определим площадь одного отверстия

.

Определим количество отверстий

.

7. Прочностные расчеты

7.1 Расчет несущей способности двухслойной цилиндрической оболочки с учетом осевой нагрузки

Дана двухслойная оболочка с размерами

Средние температуры внутренней и наружной стенок равны:

Материал оболочек — нержавеющая сталь. Температурные удлинения определяются по графику изменений коэффициента линейного расширения сталей в зависимости от температуры нагрева.

.

Задаемся значениями м[5].

Далее находим давление газов, обеспечивающих радиальную деформацию. Для этого находим:

Находим Затем по графику находим значения напряжений у' и у''; получим Так как значение е_хn выбрано произвольно, то необходимо проверить правильность его подбора. Если ?=0, то е_хn выбрано правильно

Отношение погонных осевой и окружной сил к — находим по формуле

.

Следовательно е_хn выбрано правильно.

По заданному значению е_уn и полученному е_хn находим искомое р_г в камере

Далее, продолжаем расчет до получения полной кривой, задаваясь другими значениями радиальной деформации. Результаты расчетов приведены в таблице 7.1.

Таблица 7.1 — Результаты расчета для построения кривой

Результаты расчета представлены в виде кривой (рис. 7.1). На ней же показано изменение у_у и у_х в зависимости от? R.

Рисунок 7.1 Напряженность оболочек в зависимости от ДR

Как видно из кривой, при давлениях, больших, в оболочках происходит резкий рост пластических деформаций. Запас по несущей способности оболочки будет равен:

Полученное значение запаса прочности по общей несущей способности оболочек должен попадать в допустимый диапазон значений этого коэффициента (n_доп=1,2…1,5).

7.2 Прочность спая

На рабочем режиме под действием перепада давлений р_к и р_г связи растягиваются, и в месте спая возникает напряжение отрыва. Его можно определить по разности внешнего и внутреннего погонных усилий в месте спая гофрированной проставки с внутренней оболочкой:

где с — ширина спая, принимаем с = м; l — шаг между связями, принимаем l=м.

Тогда t — расстояние между соседними подкреплениями

м.

— давление жидкости в тракте охлаждения, равное

где перепад давлений на форсунках; перепад давлений в межрубашечном пространстве; давление газов, Тогда Условие прочности места спая на отрыв:

где предел прочности спая при рабочей температуре,

нормативный коэффициент запаса прочности,

Тогда

В случае режима гидроопрессовки необходимо принять давление, а давление определяем как давление гидроопрессовки.

Тогда

где К_э — коэффициент нагрузки оболочки, К_э=(1,3−1,5), [3], принимаем К_э = 1,4.

Напряжение отрыва равно:

Условие прочности места спая на отрыв:

где ^t_всп=56 МПа — предел прочности спая при рабочей температуре (t=20C).

Тогда

7.3 Прочность связей

Под действием давления в межрубашечном пространстве в связях реализуется двухосное напряженное состояние с компонентами у_р и у_ж, причем у_р — напряжение растяжения связи, а у_ж напряжение сжатия, нормальное к боковой поверхности связи.

Напряжение растяжение связи находим по формуле:

где s — толщина гофра, s =; иугол наклона гофра, .

Тогда и Напряжение сжатия равно:

Условие прочности связей

где у_в^t — предел прочности материала связи при рабочей температуре, у_в^t=380 МПа,.

у_i — интенсивность напряженного состояние в связи, равное

Тогда

При гидроопрессовке, а давление определить как давление гидроопрессовки.

Тогда

Напряжение находим по формуле:

Напряжение сжатия равно:

Интенсивность напряженного состояние в связи равно:

Тогда

7.4 Местная прочность оболочки

На поведение неподкреплённого участка оболочки под действием перепада давлений существенное влияние оказывает соотношение между длиной неподкрепленного участка и толщиной оболочки l/h'. Если l/h' мало (l/h'<4),(рис. 5.2), то местную прочность внутренней оболочки будет определять напряжение среза в месте сочленения оболочки и связи.

Погонную перерезывающую силу в сечении находим по формуле:

Напряжение среза Запас местной прочности в оболочке равен:

где к_t— коэффициент, учитывающий ослабление материала, работающего на срез, к_t =0,8 предел прочности материала внутренней оболочки с учетом нагрева,

Тогда

.

При гидроопрессовке р_г=0 а давление p_ж определить как давление гидроопрессовки. Считаем рассчитываемую оболочку не нагретой.

Тогда

Напряжение среза Запас местной прочности в оболочке равен:

7.5 Прочность наружного днища

Наружное днище смесительной головки подвержено действию давления жидкости. Таким образом, его можно рассматривать как днище сосуда, находящегося под внутренним давлением.

При проектировании наружного днища необходимо обеспечить его высокую прочность и жесткость при ограниченной массе и габаритных размерах. Рациональной является оболочковая конструкция наружного днища, в которой на достаточном удалении от заделки реализуется безмоментное напряженное состояние. Для расчета днища будем использовать полуэмпирическую формулу, выработанную на основании опыта эксплуатации и производства. Расчетная формула позволяет нам определить толщину стенки в днище выбранной конструктивной формы. Наружное днище смесительной головки выполним полусферической формы. Подобные формулы дают приемлемую для инженерных расчетов точность при условии, что между толщиной стенки днища h и его характерным радиусом R выполняется соотношение h/R?0.2 .

При таких условиях днище можно рассматривать как безмоментную оболочку.

В нашем случае толщину стенки определим по формуле:

где — предел прочности материала днища? стали Х18Н9Т

— коэффициент запаса прочности материала днища;

— коэффициент, учитывающий ослабление днища отверстием;

? давление газов на оболочку со стороны рабочего пространства, МПа;

bмалый радиус эллипса, который равен .

где r₀ — радиус подводящего патрубка окислителя, который находим из соотношения:

где F₁— площадь проходного сечения подводящего патрубка. Она равна:

Давление газов

.

Определим толщину стенки днища:

Проверим выполнение условия приемлемой точности полученного результата:

следовательно, условие выполняется.

Толщину стенки конструктивно принимаем равной в целях увеличения жесткости наружного днища.

8. Расчет системы подачи топлива

8.1 Обоснование и выбор системы подачи топлива

Преимущество вытеснительной системы над нагнетательной состоит в том, что она (вытеснительная) обладает меньшей суммарной массой и компактностью по сравнению с нагнетательной системой подачи. В состав системы подачи топлива входят редуктор давления, пусковые и отсечные клапаны и другие устройства. Стабильность работы ЖРД обеспечивается регуляторами, которые поддерживают требуемое значение тяговых характеристик.

Топливные баки как элементы высентельной системы я являются устройствами, вокруг которых объединяются практически все другие системы ДУ. Принципиальным моментом при проектировании баков является выбор оптимального соотношения между объемом заправленного топлива и объемом газовых подушек.

В качестве перегородки в баке используем сильфон. Он является самым надежным средством разделения. Сильфон имеет цилиндрическую форму. Жидкость располагается внутри него, так как это более экономично и при этом остаток топлива минимален.

Под давлением газа для наддува, подаваемого в бак сильфон сжимается и вытесняет жидкое топливо в расходную магистраль.

При выборе вытесняющего газа следует иметь введу, что он не должен вступать в реакцию с компонентом или легко растворяться в нем. Также необходимо учитывать, что при подаче или наддуве баков с низкокипящими компонентами температура сжижения вытесняющего газа должна быть ниже температуры кипения компонента. Вытесняющим газом выбран азот.

8.2 Расчет топливных баков

При расчете газобаллонной системе подачи задача сводится к определению необходимого объема баков и объемов газовых баллонов.

По времени работы двигателя определяем массу горючего и массу окислителя:

Зная массу обоих компонентов, можем определить объемы их баков:

Необходимо так же найти объем газовой подушки в баках. Он будет составлять 3% от основного объема бака. Тогда Давление в баках примем равным р=2,5МПа, а в ресивере 50МПа. Тогда по закону PV_б=PV_р найдем объем ресиверов:

2,5V_б.г=50V_б.р

8.3 Описание работы ПГС

Пневмогидравлическая схема двигательной установки с вытеснительной системой подачи топлива представлена на рисунке 8.1.

Рисунок 8.1- Схема ПГС Запуск двигателя осуществляется следующим образом: по команде на запуск открываются электроклапаны 19 и 13, которые обеспечивают доступ сжатого газа к редукторам18 и 14. Проходя через редукторы, где понижается давление, азот поступает в баки 8 и 24, для вытеснения компонентов, которые поступают в магистрали подачи топлива к камере 1. При соответствующем положении 4 — позиционного клапана 4 окислитель через систему пускоотсечных клапанов 3 попадает в камеру сгорания 1, а горючее через систему своих пускоотсечных 2 клапанов коллектор в рубашку охлаждения и далее через форсунки в камеру сгорания. При контакте компонентов они самовоспломеняются и двигатель выходит на заданный режим. Останов двигателя осуществляется подачей команды на закрытие пускоотсечных клапанов горючего и окислителя. Одновременно подается команда на продувку. Продувка всех магистралей, пускоотсечных клапанов и рубашки охлаждения происходит, когда 4 — позиционные клапаны 4 и 5 устанавливаются в соответствующее положение, соединяя магистрали продувки.

Схема обеспечивает работу двигателя в условиях невесомости постановкой в топливных баках специальных перегородок. Для повышения надежности работы ДУ применено дублирование газовых редукторов и двойное дублирование пускоотсечных клапанов.

8.4 Расчет схемной надежности

Чтобы посчиать схемную наденжость используем рекомендации описанные Михайловым В. В. и Базаровым В.Г.

Составляем схему основного соединения элементов ДУ. В каждом прямоуголнике этой схемы указано число однотипных элементов с интенсивностью отказов л_i. Считая, что распределение время исправной работы подчинено экспоненциальному закону, определяют вероятность исправной работы элементов и ДУ в целом по формуле Практически для любых применений ЖРД можно считать, что максимальное время работы не будет превышать 10 часов. Для времени работы двигателя ф=1…10 часов надежность ЖРД показана на рисунке 8.2.

Для того чтобы расчитать схемную надежность необходимо учесть, что редукторы и пускоотсечные клапаны дублируются. Надежность системы редукторов

где nколичесвто элементов.

Надежность системы пускоотсечных клапанов находиться в два этапа, так как они расположены как параллельно, так и последовательно Последовательная надежность

.

Параллельная надежность

.

Таким образом, можем рассчитать схемную надежность двигательной установки, перемножая надежности всех ее элементов

.

8.5 Расчет газового редуктора давления обратного хода затвора

8.5.1 Общая характеристика газового редуктора

К разряду газовых редукторов относят регуляторы, стабилизирующие давления до и после себя за счет управления расходом газообразной среды при существенном понижении входного давления. Самостоятельное значение в качестве газомеханического регулирующего устройства в эксплуатационных условиях систем питания жидкостных ракетных двигателей имеют газовые редукторы, автоматически поддерживающие уровень давления непосредственно за своим регулирующим органом. Дросселирование газообразной среды не только ограничивает ее поступление к потребителю за счет покрытия проходного сечения, но и связано с необратимым рассеиванием энергии потока в результате интенсивных процессов разгона и торможения.

8.5.2 Обоснование типа газового редуктора и рабочего тела

В данной работе необходимо рассчитать газовый редуктор системы наддува бака горючего. Применяемый вид горючего — НДМГ. Исходными данными являются р_вх = 50 МПа, р₁ = 1МПа, точность на выходе составляет 15%.

В задании на проектирование газового стабилизатора давления должны быть отражены основные условия, позволяющие выбрать рациональную схему регулирующего устройства. Задачей газового редуктора является понижение давления, при котором газ выходит из редуктора, по сравнению с тем при котором он поступает в редуктор. Понижение давления газа в редукторе происходит вследствие дросселирования газа при протекании его из полости высокого давления в полость низкого давления через проходное сечение малой площади, образованное клапаном и его седлом. Сущность дросселирования состоит в том, что в сечении между клапаном и седлом за счет снижения давления газ приобретает большую скорость, и энергия давления превращается в кинетическую энергию газа. Попадая в полость низкого давления, газ тормозится; при этом его кинетическая энергия теряется на трение во многочисленных завихрениях, сопровождающих торможение газа. Поэтому при торможении газа его давление не восстанавливается.

В зависимости от направленности нагружения исполнительного органа высоким входным давлением газовые редукторы имеют два варианта принципиальной реализации — обратного и прямого хода. Если входное высокое давление нагружает дросселирующую поверхность затворного элемента в направлении его открытия, то соответствующий регулятор называют редуктором прямого хода. В противном случае — регулятор называют редуктором обратного хода. При проектировании газового редуктора необходимо учитывать ряд требований, предъявляемых к газовому редуктору, которые должны быть представлены в техническом задании. Такие требования подразделяются на следующие группы: назначение и особенности эксплуатации газового редуктора (контур регулирования, регулируемая среда (газ), тепловой режим функционирования контура и др.); качественная и количественная характеристики параметров потребителя регулируемой рабочей среды; вид и параметрическая характеристика энергоисточника; кроме того, могут присутствовать какие-либо специальные требования. В связи с вышесказанным сформулируем задачу для данной работы.

Рассчитать геометрические параметры, построить статические характеристики для регулятора давления обратного действия, предназначенного для наддува «подушки» горючего ракеты. В качестве горючего применяется НДМГ. Исходные параметрические условия следующие: начальная температура Т_нач=288 (К), начальное давление на входе в редуктор Р_0нач=50 (МПа), необходимое значение давления на выходе из редуктора Р_1ном=1 (МПа), диапазон массового расхода газа m=0…0,025 (кг/с), допуск на выходное давление ±15%.

Для выбора рационального рабочего тела в системе наддува необходимо располагать сведениями о физических параметрах газов (характеристиками критической точки) и сведениями о температуре и давлении рабочего тела в аккумуляторе давления к моменту начала дросселирования. Эти сведения приведены в таблице 1 .

Таблица 8.1 — Физические параметры газа

8.5.3 Описание принципа работы и расчетная схема регулятора

На рисунке 8.3 приведена расчетная схема газового редуктора давления прямого хода затвора.

Рисунок 8.3 — Расчетная схема газового редуктора давления:

1 — входной фильтр тонкой очистки; 2- затворный элемент регулирующего органа клапанного типа; 3- кольцевой конический буртик седла; 4 — пружина, прижимающая затворный элемент толкателя; 5 — толкатель чувствительного элемента редуктора; 6 — сильфон-разделитель чувствительного элемента редуктора; 7 — пружина чувствительного элемента редуктора; 8 — винт настройки чувствительного элемента редуктора; 9 — перфорированные мембраны, центрирующие толкатель и обеспечивающие строго осевое его перемещение; 10 — опорная тарель пружины чувствительного элемента редуктора.

8.5.4 Аналитическое описание работы регулятора

Аналитическое описание стационарной параметрической обстановки в газомеханической структуре регулятора давления обеспечивается в простейшем случае двумя основными зависимостями. Первая из них представляет уравнение массового расхода газообразной среды через регулирующий орган:

где — конструктивно-кинематический показатель дросселируемого сечения;

Р₀ и (RT)₀ — входные давления и работоспособность регулируемого потока газообразной среды;

А (к_г;в_ро) — газодинамический показатель режима течения газовой среды;

Нужно заметить, что при режим дросселирования осуществляется с звуковой скоростью в минимальном сечении потока и

.

Если же, то

.

Вторая зависимость характеризует баланс сил на подвижных элементах функциональной части регулирующего устройства — чувствительном элементе:

где р₁ — регулируемое давление на выходе;

— эффективная площадь чувствительного элемента;

— сила затяжки основной пружины регулятора при h=0 (знак «+» у последнего соответствует его сжатому состоянию);

— суммарный коэффициент фиксированной жесткости упругой подвески подвижных частей регулятора;

S₃ — эффективная площадь фронтальной поверхности затвора.

8.5.5 Результаты расчета регулятора

При расчете газового редуктора (приложение Б) были получены следующие величины:

— температура в конце работы регулирующего органа ;

— давление в конце работы регулирующего органа;

— максимально возможная площадь проходного сечения регулирующего органа

;

— ход затвора;

Также была рассчитана пружина с такими параметрами:

— средний диаметр пружины с;

— наружный диаметр пружины;

— внутренний диаметр пружины;

— число рабочих витков пружины;

— шаг пружины.

Далее были получены характеристики редуктора. К таким характеристикам относят внешнюю, то есть зависимость давления на выходе от перемещения затвора, и внутреннюю, то есть зависимость давления на выходе от давления на входе. Необходимо, чтобы полученные зависимости укладывались в поле допуска ?=15%.

По результатам расчетов были построены графики внешней и внутренней характеристик, по которым видно, что они не попадают в заданное поле допуска, так как точность на выходе составляет всего 15%(рис 8.2 и рис 8.3).

Рисунок. 8.4 — Внутренняя характеристика редуктора Рисунок 8.5 — Внешняя характеристика редуктора Для того, чтобы это исправить мы можем варьировать некоторыми параметрами, например значением Др, при увеличении которого увеличивается поле допуска, так же показатель изоэнтропы находится в широком диапазоне, которым можно варьировать, можно изменить размеры чувствительного элемента — мембраны. Но на данном этапе работы редуктор прямого хода не удовлетворяет всем требованиям и требует дальнейшей доработки.

8.6 Расчет отсечного клапан окислителя

Назначение пусковых клапанов — управлять запуском и остановкой двигательной установки. Усилие, необходимое для открывания или закрывания клапана, может быть создано с помощью пневматической или гидравлической системы, электромагнита или пиропатрона.

Рисунок 8.6- Схема отсечного пневмоклапана В корпус 4 запрессовано седло 5 с уплотняющей прокладкой 6. Шток 7 прижимается к седлу пружиной 3 и давлением компонента. Клапан открывается при подаче на поршень 2 управляющего давления через штуцер 1. Утечка управляющего газа предупреждается уплотнением 10, а дренирование газа из полости под поршнем происходит через отверстие в корпусе. Уплотнение 9 препятствует утечке компонента в полость под поршнем. Закрывается клапан под действием пружины 3 при сбрасывании давления управляющего газа в полости над поршнем 2.

Посчитаем диаметр штуцера в корпусе клапана. Пусть скорость движения окислителя по магистрали W_ок=10 м/с. Тогда площадь проходного отверстия будет равна:

.

Диаметр отверстия

.

9. Технологическая часть

двигатель сопло топливо подача

9.1 Анализ чертежа детали

9.1.1 Анализ материала детали

Шток изготавливается из Стали 20Х13. Хром — дешевый элемент, широко применяется в легированных сталях, повышает прочность и твердость стали и одновременно незначительно понижает пластичность и вязкость, увеличивает прокаливаемотсь стали. Хром вводится в состав быстрорежущей стали, а при содержании хрома свыше 13% сталь становится нержавеющей. Дальнейшее увеличение хрома повышает устойчивость стали против окисления при высоких температурах и ее магнитные свойства. Данная сталь закаливается в масле, обладает хорошей прокаливаемостью, применяется для изготовления механически обрабатываемых деталей, подвергаемых закалке с отпуском.

Таблица 9.1-Химический состав стали 20Х13 (ГОСТ 5632−71)

9.1.2 Выбор заготовки детали

Самым главным при выборе исходной заготовки является обеспечение заданного качества детали при ее минимальной себестоимости. Учитывая назначение, условия работы детали, ее габариты и конфигурацию, свойства материала и тип производства (мелкосерийное) для изготовления нашей детали берем заготовку, полученную путем сортового проката.

В качестве заготовки выбираем пруток.

9.1.3 Количественная оценка технологичности

Данная деталь представляет собой тело вращения. Наибольший диаметр составляет 34 мм и длина детали 93 мм. С точки зрения геометрии деталь является технологичной, так как деталь состоит из простых поверхностей. Наиболее точные поверхности детали изготавливаются по 9 квалитету точности. Точность большинства поверхностей составляет 11,12 квалитет точности.

Уровень технологичности по точности обработки:

К_тч = 1-(1/Т_ср)> 0,8,

Т_ср — средний квалитет точности обработки изделия, который определяется по формуле:

.

Т_ср =

К_тч = 1- (1/11,3)= 0,91> 0,8,

что удовлетворяет условию технологичности конструкции по точности обработки.

Уровень технологичности конструкции по шероховатости поверхности:

К_ш = 1/Ш_ср < 0,32,

где Ш_ср — средняя шероховатость поверхности изделия, которая определяется по формуле:

.

.

9.2 Расчет числа технологических переходов обработки основных поверхностей детали

Число переходов, необходимое для обработки каждой из поверхностей детали и их состав по применяемым методам обработки определяются соотношением характеристик точности размеров, формы и шероховатости одноименных поверхностей исходной заготовки и готовой детали.

Рисунок 9.1- Эскиз штока с проставленными поверхностями

Количество ступеней обработки отдельной поверхности для достижения заданной точности размера и шероховатости поверхности определяем по следующим зависимостям:

— из условия обеспечения заданной точности размера (расчет будет проведен для 3-ей поверхности) где допуск размера заготовки, допуск размера готовой детали,

— из условия обеспечения заданной шероховатости поверхности

.

где шероховатость поверхности исходной заготовки, мкм, шероховатость поверхности исходной детали.

Для поверхности 6 заданную точность размера и формы, шероховатость поверхности детали можно достичь после четырех переходов механической обработки:

— черновое точение;

— чистовое точение;

— предварительное шлифование;

— чистовое шлифование.

Аналогично формируются возможные варианты других поверхностей детали. Результаты расчетов приведены в таблице 10.2. Номера заданных поверхностей изображены на рисунке 10.1.

Таблица 9.2 — Методы обработки поверхностей

Поверхность 10 образуется автоматически после чистового точения поверхности 7. Поверхность 5 обрабатываем фрезерованием

9.3 Расчет припусков и операционных размеров на обработку

9.3.1 Расчет припусков и операционных размеров на диаметральные поверхности расчетно-аналитическим методом

При расчетно-аналитическом методе рассчитываемый минимальный припуск для тел вращения на диаметр определяют по следующей зависимости:

Величины Rz и h, характеризующие состояние поверхности заготовки после обработки различными методами, определяем по таблицам точности и качества обработки. Для заготовок из сортового проката пространственные отклонения проявляются в виде кривизны (коробления) прутка. Пространственные отклонения Д находим по формуле:

где ?_кор и ?_см — пространственные отклонения, обусловленные соответственно короблением заготовки и смещения ее элементов.

где К_у— коэффициент уточнения [8]; е_i -погрешность установки. Погрешность установки заготовки представляет собой отклонение фактически достигнутого положения заготовки при ее установке от требуемого. Это отклонение компенсируется дополнительной составляющей промежуточного припуска:

где е_б и е_з — погрешность базирования и закрепления. Расчетный припуск определим по формуле:

при этом используется только отрицательная часть заготовки.

Операционные размеры определяются по формулам:

— для наружной поверхности

— для внутренней поверхности Один из расчетов рассмотрим подробнее для поверхности № 6 с размерами 93 мм.

Пространственные отклонения? находим по формуле:

где ?_кор и ?_см— пространственные отклонения, обусловленные непосредственно короблением заготовки и смещение ее элементов, необходимо по таблицам [8]:

— для чернового точения:

мкм;

— для чистового точения:

мкм.

Отклонения, обусловленные смещением элементов заготовки: -для точения чернового: ?см=30мкм; -для точения чистового: ?см =20мкм.

Тогда мкмчерновое точение;

мкмчистовое точение.

Погрешность установки заготовки находим по таблицамдля чернового точения: =300мкм; - для чистового точения: =100мкм.

Минимальный припуск для чернового точения

мкм.

Минимальный припуск для чистового точения мкм.

Допуск размера определяем по таблицамдля чернового точения: Ti=220мкм; -для чистового точения: Ti=87мкм.

Расчет на минимальный припуск: — для чернового точения:

мм;

для чистового точения:

мм.

Расчетный диаметр: -для заготовки:

мм; -для чернового точения:

мм; - для чистового точения:

мм.

9.3.2 Расчет припусков и размеров-координат на торцевые поверхности нормативным методом

Припуски при обработке торцевых поверхностей рассчитываются по формуле:

Для примера рассмотрим расчет припуска торца 1:

— черновое точение: Rz=20мкм, h=60мкм;

— черновое точение: Rz=10мкм, h=30 мкм.

Пространственное отклонение, обусловленное короблением заготовки, можно не учитывать ввиду малой протяженности торцевых поверхностей.

Погрешность установки е в осевом направлении по данным таблицы составляет:

— черновое точение: е=50;

— чистовое точение: е=30.

Отсюда минимальный припуск на :

— черновое точение:

— чистовое точение:

Остальные минимальные припуски для тел вращения посчитаны нормативным методом и занесены в таблицу 10.3

Таблица 9.3 — Расчет операционного размера на поверхности