Проектирование заборных устройств КЛА сетчатого типа

Несмотря на большое разнообразие разработанных в настоящее время и успешно функционирующих сетчатых СОС, все они содержат в своем составе экранирующие поверхности, являющиеся главным рабочим элементом всей системы. Процесс разделения газовой и жидкой фаз происходит непосредственно на этих поверхностях. Под работоспособностью сетчатых СОС принято понимать способность экранирующей поверхности препятствовать прохождению через нее газовой фазы и обеспечивать при этом ДУ требуемым количеством топлива на протяжении всего времени полета. Экранирующая поверхность представляет собой, обычно металлический каркас на котором размещается тканая сетка посредством точечной сварки. Геометрические параметры сетки, способ ее крепления, общая площадь, место размещения в полости бака и другие проектные параметры оказывают существенное влияние на работоспособность всей системы.

В основу работы сетчатых СОС положено использование капиллярного перепада давлений, возникающего при прохождении поверхности раздела фаз (ПРФ) через ячейки тканой металлической сетки. В соответствии с формулой Лапласа, величина капиллярного перепада давлений в ячейках СФР Dp_к, будет определяться зависимостью

Dp_к = , (11.1)

где s - коэффициент поверхностного натяжения, н/м; q - контактный угол смачивания материала сетки топливом, град; r_с - текущий радиус кривизны поверхности раздела фаз в ячейках сетки, м.

Коэффициент поверхностного натяжения непосредственно связан с физическими свойствами топлива, в то время как угол смачивания q определяется как видом топлива, так и материалом из которого изготовлен СФР. Из (1.1) непосредственно следует, что величина Dp_к имеет некоторое максимальное значение, которое можно зафиксировать для данного типа сетки и топлива. Величину этого максимального капиллярного перепада Dp_max называют статической удерживающей способностью (СУС) СФР [25]. Очевидно, что если во время полета ЛА на поверхности фазоразделителя будут реализовываться перепады давлений превышающие его СУС в течении достаточно длительного времени, то прорыв газовой фазы через поверхность СФР неизбежен.

Следовательно, на протяжении всего времени полета для гарантированной успешной работы СОС необходимо, чтобы общий перепад давлений на СФР не превышал ее СУС. Это требование предполагает достаточно точную оценку всех составляющих этого общего перепада давлений Dp_об, который состоит из

Dp_об = Dp_м + Dp_т + Dp_с + Dp_в + Dp_д, (11.2)

где Dp_м - перепад давлений, обусловленный действием внешней массовой силы на ЛА; Dp_т - перепад давлений, обусловленный вязкостью топлива; Dp_с - перепад давлений, обусловленный гидравлическим сопротивлением СФР; Dp_в - перепад давлений, обусловленный вибрациями ЛА; Dp_д - перепад давлений, обусловленный неустановившимися динамическими процессами в баках ЛА.

Из (11.1) и (11.2) следует одно из основных, т.н. статических условий функционирования сетчатых СОС в баках КЛА

Dp_max ³ k(Dp_м + Dp_т + Dp_с + Dp_в + Dp_д), (11.3)

где k - коэффициент запаса работоспособности СФР, величина которого обычно находится в пределах от 1,1 до 1,5.

Процентное соотношение между составляющими общей потери давления в (11.2) равны: Dp_м - 39,2 %; Dp_т - 2,0 %; Dp_с - 7,6 %; Dp_в - 24,2%; Dp_д - 27,0 %.

В соответствии с общей стратегией проектирования СОС техническое совершенство этой системы определяется минимальностью потерь давления, обусловленного присутствием этой системы в составе ПГС КЛА. Идеальной в этом смысле была бы ситуация, когда система СОС не вносила вообще никаких дополнительных потерь давления в систему топливоподачи и в тоже время гарантировала отсутствие поступления газа в сливную магистраль на всех этапах работы ДУ. Потери давления, обусловленные присутствием СОС в системе топливоподачи, связаны с гидравлическим сопротивлением сетчатых элементов СОС. Как будет показано ниже, величина этих потерь обратно пропорциональна размеру ячеек сетчатого разделителя. В тоже время, из (11.1) следует, что для увеличения СУС СФР необходимо снижать величину ячеек сетки. Следовательно существует определенное оптимальное значение тонкости плетения используемой в качестве СОС сетки, на определение которого должны быть направлены усилия проектантов ВЗУ КЛА. Отметим, что величина Dp_об является действующим ограничением на размер ячеек СФР «сверху». Таким образом, необходимо максимально точно определить величину Dp_об, которая является функцией пространства и времени для конкретного КЛА и типа полетного задания.

При проектировании СОС исходными данными являются:

1) внутренняя геометрия и объем топливных баков;

2) график слива топлива из баков в течении всего полета;

3) предполагаемые величина и направление силовых воздействий на ТБ в течении полета.

Анализ этих факторов в конечном счете предопределяет тип используемой СОС (локальная, глобальная, смешанная). Дальнейшая детализация конструкции связана с более глубокими исследованиями особенностей работы сетчатых СОС в предполагаемых условиях полета. В частности, для оптимального выбора типа сетки необходимо максимально точно определить величину Dp_об на протяжении всего времени полета с целью выяснения промежутков времени наиболее опасных в смысле срыва работы СОС. Для этого далее дадим краткую характеристику составляющих Dp_об и их связь с проектными параметрами СОС.

Рис.11.1

Гидростатические потери давления на сетчатых СОС топлива

1 - свободная часть топлива; 2 - часть топлива, ограниченная сетчатым экраном; 3 - газ наддува; 4 - стенка бака; 5 - направление действия внешнего осевого ускорения ; 6 - часть сетчатого экрана, находящаяся под действием максимального гидростатического перепада давлений; 7 - поверхность раздела фаз основной части топлива; 8 - сетчатый фазоразделитель; 9 - сливное отверстие; Dh - максимальный перепад уровней топлива на сетчатом экране.

Рассмотрим сферический топливный бак, внутри которого вблизи стенки располагается СОС сетчатого типа (рис.11.1). Сферическая форма бака наиболее часто встречается в компоновочных схемах КЛА. Экранирующие поверхности сетчатых СОС располагаются обычно в непосредственной близости от стенок баков. Следовательно, представленная на рис. 11.1, схема имеет достаточно общий характер. Предположим, что на ТБ действует внешнее линейное ускорение (рис.11.1). Поскольку рассматривается гидростатическое давление, то время действия внешнего линейного ускорения достаточно для занятия свободной поверхностью топлива 7 в баке нового равновесного положения. Наличие в полости бака КЗУ 8 ограничивает перемещение части топлива 2 посредством капиллярных сил. Система "жидкость-бак" стремится к минимуму потенциальной энергии для выбранного соотношения действующих сил. Максимальной величиной потенциальной энергии обладает в указанной на рис.11.1 ситуации точка 6 поверхности сетчатого экрана, расположенная на наибольшем расстоянии от поверхности раздела фаз 7. При этом величина гидростатического перепада давлений в указанной точке

Dp_м = Dh r , (11.4)

где r - плотность топлива, кг/м³; - модуль действующего на ЛА внешнего линейного ускорения в заданный момент времени, м/с² ; Dh - перепад уровней топлива между точкой на поверхности СФР 6 и ПРФ 7 в направлении действия линейного ускорения.

Отметим, что жидкостной объем, в котором рассчитывается величина Dh, должен быть односвязным, т. е. должна существовать непрерывная жидкостная связь между рассматриваемыми точками жидкости. На величине Dh непосредственно сказывается уровень заполнения бака топливом. При прочих равных условиях Dh ~ (V_T - объем топлива в баке).

Учитывая то, что действующее внешнее линейное ускорение может иметь произвольное направление, основная масса топлива способна под его действием занимать произвольные равновесные положения внутри бака. Это может привести в определенных случаях к разрыву связи топлива размещенного внутри КЗУ ("заневоленное топливо") с остальной "свободной" частью топлива. Подобная ситуация является наиболее неблагоприятной для работы СОС. В такой ситуации величина Dp_м определяется по максимальному перепаду координат поверхности сетчатого экрана в направлении действия линейного ускорения. Поскольку величина и направление действующего ускорения определяются ПЗ КЛА, то они являются исходными при проектировании этой системы.

При использовании сетчатой СОС локального типа геометрия ТБ оказывает незначительное влияние на величину Dp_м. Область бака, контролируемая СОС, ограничивается пределами стартовой корзины, которая размещается в непосредственной близости от сливного отверстия. Поскольку геометрические размеры локального СОС относительно невелики и определяются объемом топлива t_л , требуемого для запуска ДУ и осаждения основной массы топлива к сливному отверстию, максимально возможные перепады Dp_м ~ .

Геометрическая форма проектируемого локального СОС должна быть по возможности менее вытянута в сторону максимальных действующих линейных ускорений, если это прогнозируемо. В тоже время, геометрия бака косвенным образом все же сказывается на величине t_л , а значит и на величине Dp_м. При увеличении внутреннего объема бака возрастает время, необходимое для осаждения основной массы топлива к сливному отверстию.

Использование СОС смешанного или глобального типа предполагает постоянный отбор топлива из бака на протяжении всего времени полета КЛА. При этом геометрия ТБ начинает оказывать существенное влияние на величину Dp_м, поскольку необходимо контролировать поведение всего топлива. Сетчатые СОС указанных типов располагаются вдоль стенок бака по возможности равномерно по всей его внутренней поверхности и образуют посредством коллекторов единую систему. Величина Dh в (11.4) практически равна расстоянию между наиболее удаленными точками внутрибаковой поверхности. Поэтому предпочтительнее использовать смешанные и особенно глобальные сетчатые СОС для сферических или сфероидальных баков. Если локальные СОС малочувствительны к уровню заполнения бака топливом, вплоть до его полного опорожнения, то для глобальных СОС свойственно увеличение Dp_м по мере опорожнения бака.

Действующее значение внешнего осевого ускорения, как и его направление, определяется программой полета. Абсолютные величины линейных ускорений, действующих на КЛА, обычно находятся в пределах 0,1 - 0,001 м/с². Объем необходимого топлива, а значит и общий объем бака также является исходной величиной при проектировании СОС. Следовательно, снизить величину Dp_м в (11.4) можно лишь путем снижения Dh. Эта цель достигается с помощью разделения бака на секции, что фактически приводит к разделению одного бака на ряд более мелких, связанных между собой, баков. При этом существенно возрастает общий вес СОС, что крайне нежелательно и снижает эффективность системы.

Поскольку действия внешних силовых импульсов, вообще говоря, произвольны, то с точки зрения универсальности работы системы целесообразно использовать СОС глобального типа, которые осуществляют контроль над всей массой топлива. Однако, при значительных габаритах баков величина Dh в (11.4) может достигать неприемлемо больших значений. Кроме того, общий вес СОС и объем невырабатываемого топлива также становятся крайне высокими. Поэтому, гидростатическая составляющая общего давления в (11.3) ограничивает использование тотальных СОС малогабаритными баками.

Таким образом, величина гидростатического перепада давлений на сетчатых элементах СОС Dp_м может быть оптимизирована эффективным выбором типа и геометрии сетчатого СОС, зависящих от геометрии ТБ. Однако, величина Dp_м в целом определяется входными проектными параметрами и, следовательно, почти полностью предопределена.

Перепад давлений, обусловленный вязкостью топлива, Dp_т непосредственно связан внутренней геометрией сетчатого СОС. Предположим, что имеется N-х канальное сетчатое КЗУ глобального типа и необходимый текущий расход топлива из бака Q_T = f(t) - известная функция времени. Тогда

Q = , (11.5)

где Q_j - текущий расход топлива в j-том канале N-канального СОС.

Если каждый канал 4 СОС можно разделить на L частей, каждая из которых имеет коэффициент местного гидравлического сопротивления x, то общие потери давления, при протекании топлива по j-тому каналу можно определить как

(Dp_т)_j = , (11.6)

где x _i - коэффициент местного гидросопротивления i-того элемента СОС; S_i - средняя площадь проходного сечения i-того элемента j-того канала СОС.

В случае многоканального КЗУ под Dp_т будет пониматься max((Dp_т)₁, (Dp_т)₂,... (Dp_т)_N). Зависимость (11.5) представляет собой сумму гидравлических потерь давления в потоке топлива при его перемещении от точки прохождения через ячейки сетки до сливного коллектора 5 (если таковой имеется), либо до сливного отверстия 7. Сюда входят местные повороты потока, локальные расширения и сужения, шероховатость стенок СОС и т.п.

Минимизация Dp_т заключается в максимально возможном упрощении внутренней геометрии СОС, а также увеличении проходных сечений всех его элементов. Указанные требования предполагают увеличение общего внутреннего объема СОС, что неизбежно влечет за собой рост не вырабатываемых остатков топлива (для глобальных типов СОС). Сложность внутренней геометрии СОС определяется обычно ПЗ и является априорно заданной. Как правило, наиболее высокой сложностью внутренней геометрии отличаются глобальные и смешанные типы СОС. При проектировании этих систем стремятся максимально снизить общий внутренний объем этих систем, поскольку его величиной определяются невырабатываемые остатки топлива. Поэтому увеличение проходных сечений элементов СОС за счет увеличения общего объема система нецелесообразно. Снижение текущего уровня расхода Q_j, следуя (11.5), возможно только за счет увеличения числа каналов СОС, что приводит к резкому увеличению относительного веса системы. Величина общего расхода топлива из бака Q определяется ПЗ.

Следовательно, практически невозможно существенно снизить величину потерь давления за счет трения Dp_т, входящую в (11.3), если выбор типа используемого сетчатого СОС уже сделан. Учитывая относительно малую величину расходов топлива из баков КЛА, можно предположить, для перспективных систем ВЗУ значимость этого фактора будет не велика в обозримом будущем.

Перепад давлений, обусловленный гидравлическим сопротивлением СФР, Dp_с, связан с прохождением потока топлива, свободного от газовых включений через ячейки сетчатых элементов СОС. При этом, общую площадь поверхности сетчатого экрана S_СФР можно разделить на две части

- площадь сетки, перекрытая в данный момент газовой фазой и недоступная для проникновения через нее топлива, S_г;

- площадь сетки, доступная в данный момент времени для проникновения через нее топлива, S_т.

Обозначим через h коэффициент погружения сетчатого СОС в топливо. Тогда

h = . (11.7)

Величина h может меняться в пределах от 1 (сетчатый экран полностью погружен в топливо) до 0 (сетчатый экран полностью размещается в газовой фазе). На величину h оказывает существенное влияние степень заполнения бака топливом, ориентация топлива в баке, а также направление и уровень действующих внешних сил. Величина Dp_с из уравнения (113), в общем виде может быть представлена как

Dp_с = x_с , (118)

где x_с - коэффициент гидравлического сопротивления сетчатого элемента;

Q - текущий объемный расход топлива из бака, м³/с.

Величина коэффициента гидравлического сопротивления x_с при стационарном движении жидкости определяется как

x_c = , (119)

где a, b - эмпирические постоянные; Re_c = - число Рейнольдса; d_c – гидравлический диаметр ячеек сетки, м; m - коэффициент динамической вязкости жидкости, кг/(м с); V_c - средняя скорость жидкости в ячейках сетки, м/с.

Коэффициенты a и b называют эмпирическими, поскольку, как будет показано ниже, на их величину оказывает существенное влияние ряд параметров, которые можно точно учесть лишь при проведении физического эксперимента. В частности, это могут быть тип плетения сетки, физические свойства протекающей жидкости, степень загрязнения ее ячеек твердыми примесями и т.д. Значение средней скорости движения жидкости по каналам ячеек сетки V_c определяется величиной S_T при заданном расходе топлива, а также коэффициентом живого сечения сетки f_c.

Из (11.9) следует, что значение x_с существенно зависит от скорости протекания через него жидкости. Однако, в динамических условиях на величине x_с будет сказываться быстрота изменения скорости, т.е. ускорение жидкостного потока. Этот параметр в настоящее время не учитывается при проведении соответствующих инженерных расчетов. Однако, при высоких градиентах скорости, или на этапах быстрого изменения коэффициента h, обусловленного интенсивным процессом переориентации топлива, расчет параметра x_с по следующей методике не обоснован.

Значение текущего расхода Q в (11.8), как и ранее, является не оптимизируемым внешним параметром. Увеличение общей площади поверхности СФР возможно за счет увеличения коэффициента поверхности СОС c, который определяется как

c = , (11.10)

где t_СФР - общий внутренний объем сетчатого СОС.

Повышение коэффициента c за счет увеличения одного из линейных размеров СОС влечет за собой снижение проходного сечения каналов и, следовательно, рост потерь давления за счет трения, Dp_т (см. выше). Кроме того, увеличивается общий вес всей СОС. Увеличение параметра c за счет использования гофрированной сетки, как показывают исследования, ухудшает эксплуатационные свойства системы за счет снижения общей жесткости сетчатых элементов и повышения виброизноса.

Перепад давлений, обусловленный вибрациями, Dp_v, вносит вместе с гидростатическим перепадом давления, наиболее существенный вклад в общий перепад давлений на сетчатых СОС.

Среди разнообразных причин, вызывающих появление вибрационной составляющей Dp_v следует выделить работу МДУ, а также двигателей СУОС. Колебания давления в камере сгорания двигателей влекут за собой колебания расхода и, как следствие, колебания давления в области контролируемой СОС. Плескания топлива в неконтролируемой СОС части бака, вызванные выполнением маневров КЛА, аэродинамическим сопротивлением и т. д. приводят к циклическим изменениям давления на внешней поверхности СФР. Опытом летных испытаний установлено, что среднеквадратическая виброперегрузка этих колебаний может достигать 11g, а частота находится в пределах от 5 до 2000 Гц.

Экспериментальные исследования по влиянию вибраций на удерживающую способность сеток выявили следующие закономерности.

1. Удерживающая способность сеток вследствие влияния виброперегрузок может снижаться до 20 % статической.

2. Каналы с одной сеткой более чувствительны к вибрации, чем каналы с двумя сетками. Чувствительность к вибрации уменьшается при наличии расхода жидкости.

3. Наименьшую чувствительность к вибрации имеют гофрированные сетки. Ограничение перемещений сетки увеличивает ее чувствительность к вибрации.

4. Давление в газовой полости не влияет на виброчувствительность сеток.

5. Чувствительность сеток к вибрации уменьшается при возрастании частоты колебаний.

6. Чувствительность сеток к вибрации зависит от их собственной жесткости и от жесткости конструкции заборного устройства. Так, если 200х1400 и 325х2300 меш имеют при вибрации одинаковую удерживающую способность, хотя удерживающая способность первой при отсутствии вибраций в полтора раза меньше, чем второй.

Возможно косвенное влияние виброускорений на сетчатые СОС КЛА. Это влияние вызвано механическим воздействием жидкостного потока на материал СФР на этапе его работы первых ступеней РН, выводящих КЛА на околоземную орбиту. Виброускорения могут привести к износу проволок плетения сетки, ее разрыву и полному выходу из строя всей системы ВЗУ.

Влияние виброускорений на работоспособность СФР является трудно прогнозируемым фактором, приводящим, ввиду малой его изученности, к существенному увеличению коэффициента запаса работоспособности СОС. Основной причиной срыва работы СФР являются резонансные явления, которые имеют несколько частотных значений. Наиболее опасными являются низкочастотные резонансы. Поэтому при проектировании сетчатых СОС следует стремится к максимальному увеличению собственной частоты элементов СОС, что непосредственно связано с увеличением их жесткости. Однако, окончательная инженерная методика выбора сетчатых СОС с оптимальными вибрационными параметрами еще далека от завершения.

Перепад давлений на сетке, обусловленный внешними неустановившимися динамическими процессами в баке, Dp_д является наименее изученной и наиболее трудно прогнозируемой частью общего действующего перепада давлений Dp_об. К неустановившимся динамическим процессам относятся запуск и останов ДУ КЛА, работа элементов ПГС (ЭПК, дроссельные шайбы), перемещение внутри КЛА членов экипажа, выполнение летательным аппаратом орбитального маневрирования, и т.д. Все эти внутренние и внешние силовые воздействия приводят к плескания топлива в баках КЛА, его переориентации, скачкообразным изменениям расхода топлива, возникновению инерционного движения топлива внутри и вне контролируемой СОС области бака. Вообще говоря, неустановившиеся динамические процессы в баке можно рассматривать как вибрационные воздействия неустановившейся частоты и амплитуды.

Проводившиеся исследования подобных процессов показывают, что степень влияния на работоспособность СФР неустановившихся силовых воздействий эффективнее всего оценивать по величине общего силового импульса

I_н = , (11.11)

где - внешняя сила, имеющая импульсный характер, н.

Существенным отличием импульсных силовых воздействий от вибрационных является малая продолжительность их действия (не более 1,5 - 2с) и значительная величина действующей амплитуды ускорения. Поэтому требование жесткого выполнения неравенства (1.3) в любой момент времени полета для работоспособности сетчатого СОС влечет за собой практически невыполнимые ограничения на капиллярные размеры ячеек сетки. Экспериментальные исследования показывают, что если нарушение условия (11.3) вызвано вибрационной Dp_v, либо динамической Dp_д составляющими текущего общего перепада давлений на СФР, то прорыва газа может не произойти ввиду малой продолжительности времени нарушения этого условия. Недостаток информации об особенностях работы сетчатых СФР в динамических условиях влечет за собой существенное завышение коэффициента запаса работоспособности k (см. (11.3)) сетчатых СОС.

Из сказанного выше следует, что работа сетчатых СОС в существенно нестационарных условиях имеет ряд особенностей, которые необходимо учитывать при их проектировании. Так, в частности, СУС СФР не в полной мере характеризует его работу. При выборе материала для СФР следует учитывать т.н. динамическую удерживающую способность (ДУС) сетчатых разделителей, под которой понимается капиллярно-вязкая демпфирующая способность СФР A_д, которую можно представить в виде

A_д = , (11.12)

где l₁, - положение ПРФ в момент контакта с сетчатым разделителем, м; l₂ - положение ПРФ в момент отрыва газового пузыря от внутренней поверхности сетки, м; Dp - капиллярный перепад давлений на ПРФ в ячейке сетки, определяемый по (11.1) и зависящий от кривизны ПРФ в ячейке; Dp_в - перепад давлений на СФР за счет вязкости топлива (зависит от скорости движения ПРФ в ячейках сетки и от ее относительного положения в ней); dl - дифференциал смещения ПРФ в ячейках сетки.

Под ДУС фактически понимается предельно возможная работа, совершаемая капиллярными и вязкими силами по предотвращению проникновения газовой фазы через сетчатый экран на единице площади сетки. Следовательно, ДУС имеет размерность удельной работы, в то время как СУС - удельной силы. Учет ДУС СФР при проектировании позволяет эффективнее подобрать сетчатый элемент сетки для работы в динамических условиях. Поскольку роль динамических режимов работы в ПЗ современных КЛА за последние годы резко возросла, то отсутствие ДУС СФР среди проектных основных параметров этой системы может повлечь за собой серьезные негативные последствия.

Если придерживаться «гидростатического» подхода при проектировании СОС, то возникают весьма жесткие ограничения на мелкость ячеек СФР, которые при высоком уровне статических и динамических нагружений СОС КЛА существенно снижают ТТХ всей системы. Использование «динамического» подхода к проектированию СОС требует глубокого понимания протекающих динамических процессов сепарации топлива и внутрибаковой гидродинамики. При этом в определенной степени снижается порог надежности функционирования всей СОС.