Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Системы измерения расхода газа 10
1.1 Электроракетные двигатели и новые полетные задачи космических аппаратов 10
1.2 Стендовая система подачи рабочего тела, ее недостатки 20
1.3 Анализ результатов испытаний комплектующих и двигателей 27
1.3.1 Блок газораспределения и комплектующие 28
1.3.2 Статистический анализ результатов испытаний двигателей...30
1.4 Принципы и средства определения расхода газа 37
1.5 Тепловые расходомеры. Термокомпенсация в расходомерах 39
1.6 Требования к измерительной системе и к показателям расходомера газа 47
Глава 2. Метод автономизации теплового расходомера 52
2.1 Выбор типа термоприемника и определение его параметров 52
2.2 Конструкция газодинамического тракта 57
2.3 Принцип работы системы термостабилизации теплоносителя 63
2.4 Тепловая модель газодинамического тракта 67
2.5 Теплообменник и расчет его параметров 72
2.6 Оценка чувствительности системы термостабилизации 75
Глава 3. Измерительная система тепловых расходомеров 78
3.1 Функциональная схема расходомера 78
3.2 Тепловые модели измерительной системы расходомера 80
3.2.1 Расходомер постоянной мощности 83
3.2.2 Расходомер с постоянным температурным напором 87
3.2.3 Расходомер с задаваемым значением чувствительности 90
3.2.4 Расходомер переменной мощности 93
3.3 Оценка тепловой инерции измерительной системы 100
3.4 Анализ влияния помехосоздающих факторов 102
Глава 4. Конструкция расходомеров 104
4.1 Корпус расходомера 104
4.2 Фланец 104
4.3 Теплообменник 105
4.4 Газораспределительная камера с каналами 106
4.5 Размещение термистора в канале 108
4.6 Лабораторная система измерения расхода газа 110
Глава 5. Экспериментальное исследование моделей расходомеров 116
5.1 Исследование схемы резистивного деления напряжения 116
5.2 Результаты экспериментального исследования расходомеров 117
5.2.1 Оценка температурной автономности расходомера 118
5.2.2 Оценка постоянства задаваемых параметров 118
5.2.3 Расходные характеристики расходомеров 119
5.2.3. 1 Режим постоянной мощности 119
5.2.3.2 Режим постоянного температурного напора 121
5.2.3.3 Режим переменной мощности 123
5.2.4 Исследование ориентационной зависимости 127
5.3 Анализ результатов и оценка их объективности 129
5.4 Результаты имитационных экспериментов 137
5.4.1 Исследование работы расходомера в вакуумной камере 137
5.4.2 Расходные характеристики ксенона 138
5.4.3 Учет изменения давления газа на входе в расходомер 140
5.4.4 Исследование влияния электромагнитной помехи 143
5.5 Методика выполнения измерений расхода на стенде 144
Заключение 144
Литература 147
Приложения 158
- Стендовая система подачи рабочего тела, ее недостатки
- Конструкция газодинамического тракта
- Тепловые модели измерительной системы расходомера
- Газораспределительная камера с каналами
Введение к работе
Особенностью динамики полета космического аппарата (КА) является то, что для межорбитальных переходов (изменение высоты, наклонения и других параметров орбиты, перехода с орбиты на траекторию спуска и т.п.) и поддержания определенной ориентации КА в космическом пространстве, он должен иметь бортовую энергосиловую установку (ЭСУ), содержащую энергетическую установку (ЭУ) и реактивную двигательную установку (РДУ).
К бортовым РДУ, работающим в условиях невесомости, предъявляются различные требования по: длительности активного существования (САС), мощности, ресурсу, тяге, суммарному импульсу, величине удельного импульса тяги, точности поддержания тяги и удельного импульса тяги, по величине тяги и ее направлению, количеству включений, импульсу последействия и т.д.
В настоящее время достаточно широко используются двигательные установки, базирующиеся на электроракетных двигателях малой тяги (ЭРД МТ), а сравнительно высокое отношение тяги к мощности, обеспечиваемой ЭРД МТ, является важным фактором в случае, если существен вопрос времени полета КА.
Число задач, решаемых ЭРД, увеличивается, и возрастают требования к тяговым, удельным и ресурсным характеристикам двигателей. В современных технических заданиях на разработку электроракетных двигателей одним из основных является требование обеспечения срока активного существования КА до 12...15 лет, что возможно при существенном увеличении суммарного импульса и ресурса ЭРД до 6-^9-и тысяч часов и более. Кроме того, в перспективных программах в ходе выполнения маневров требуется многорежимность работы ЭРД по мощности, тяге, скорости истечения рабочего тела. Эти требования существенно усложняют и удорожают разработку и создание новых двигателей, что определяет необходимость исследования характеристик уже существующих ЭРД и выявление возможностей улучшения их параметров, а также разработки эволюционных моделей ЭРД для решения новых полетных задач КА, в том числе, - маршевых. Именно поэтому проблемам ЭРД посвящено множество как теоретических [1-15], так и экспериментальных исследований, наиболее значимые из которых приведены в работах [16-61].
Для повышения эффективности КА необходима оптимизация его характеристик, в первую очередь, массовых. Она использует, в частности, оптимизацию по массе или эффективности использования ЭСУ. Определять оптимальную массу ЭСУ удобнее, т.к. имеется больше возможностей для обоснованных оценок массы ее систем — ЭУ и ЭРДУ. К тому же удельные параметры, характеризующие их удельные массы, аддитивны.
Поэтому массовый критерий качества ЭСУ используется чаще всего [3].
Активные исследования в области ЭРД начаты в России около 50 лет назад. За прошедшее время изучены практически все известные типы электрических ракетных двигателей. К настоящему времени наибольшие успехи достигнуты в разработке и практическом применении стационарных плазменных двигателей (СПД). Летные образцы СПД были разработаны в ОКБ "Факел" при активном участии РНЦ "Курчатовский институт" и других научно-исследовательских организаций [10].
В России уже более 25 лет используются холловские ЭРД типа СПД на геостационарных КА (спутниках серии "Космос", "Луч", "Галс", "Экспресс" и др.) разработки НПО ПМ. В последнее время СПД стали применяться и на КА других разработчиков, как российских (РКК "Энергия", НПО им. С.А.Лавочкина, ГКНПЦ им. М.В. Хруничева), так и зарубежных. На начало 2006 года в составе КА в космос выведены 240 СПД, более половины из которых продолжают эксплуатироваться. Суммарная наработка этих двигателей составила более 20 тыс. часов.
Первые летные испытания СПД в России состоялись еще в 1970-х гг. Так, в 1971 г. электроракетная двигательная установка на базе СПД-60 была испытана в космосе в составе КА "Метеор".
Штатная эксплуатация серийных холловских двигателей типа СПД начата в 1982 г., когда на борту геостационарного КА "Поток" разработки НПО ПМ была установлена ЭРДУ на базе СПД-70. В состав ЭРДУ входили 4 двигателя СПД-70, установленных на КА по два в восточном и в западном направлениях. ЭРДУ позволяла решать задачи приведения и коррекции орбиты в направлении запад- восток. В период с 1982 по 2006 г. на орбиту выведено 15 геостационарных КА "Космос" и "Луч" разработки НПО ПМ с 60 двигателями СПД-70. Эти двигатели также были установлены на геостационарном КА KazSat разработки ГКНПЦ им. М.В.Хруничева, выведенном на орбиту в 2006 г [10,19-36].
С 1994 г. в космосе эксплуатируются двигатели СПД-100 с номинальной тягой 83 мН в составе геостационарных связных КА серий "Галс", "Экспресс", "Экспресс - А", "Экспресс - AM" и Sesat разработки НПО ПМ. ЭРДУ состоит из 8 двигателей и позволяет решать задачу поддержания точки стояния КА на орбите в направлении север-юг и запад-восток, обеспечивая суммарный импульс тяги ~ 2000 кН-с. По состоянию на начало 2006 г. на геостационарную орбиту выведены два КА "Галс", два КА "Экспресс", три КА "Экспресс - А", пять КА "Экспресс — AM", и один КА, изготовленный по заказу организации Евтелсат [10].
Кроме того, двигатели СПД-70 применялись и применяются для коррекции орбит геостационарных связных КА "Купон" разработки НПО им. С.А.Лавочкина и КА "Ямал-
100" и "Ямал-200" разработки PICK "Энергия". При эксплуатации в составе КА серии "Ямал" эти двигатели обеспечивают коррекцию орбиты как по долготе, так и по наклонению [10,15-18].
Применение ЭРДУ с СПД позволило увеличить срок активного существования (САС) КА серии "Галс" и "Экспресс" с 2...3 лет до 5...7 лет, Ка серии "Экспресс — А", Sesat, "Ямал-100" - до 10 лет и КА "Экспресс-АМ" - до 12 лет [10].
Начиная с 2005 г. СПД-100 также используется для коррекции орбиты низкоорбитального спутника дистанционного зондирования Земли "Монитор-Э" разработки ГКНПЦ им. М.В.Хруничева.
Кроме того, в космосе испытываются некоторые новые российские разработки. Так, в 1998-1999 гг. были проведены первые летные испытания холловского двигателя ДАС на американском KaSTEX. В результате работы двигателя TAL-WSF, созданного в ЦНИИмаш на базе двигателя Д-55, высота первоначальной орбиты спутника была увеличена на 650 м. В июне 2002 г. были начаты летные испытания холловского двигателя КМ-5 разработки Центра Келдыша в составе серийного геостационарного связного КА "Экспресс-А" разработки НПО ПМ. Двигатель используется для коррекции орбиты в направлении север-юг. По состоянию на январь 2008 г. двигатель проработал на орбите 1400 ч. при 800 включениях [10].
В целом за период с 1982 по 2005 г. на орбиту выведены 28 геостационарных КА связи разработки НПО ПМ, в составе которых использовались и используются 164 СПД [10].
Востребованность СПД объясняется, прежде всего, его существенно более высоким удельным импульсом тяги в сравнении с химическими двигателями (ЖРД, РДТТ). Кроме того, он обладает относительно простой конструкцией и достаточно высокой надежностью. Достаточно простыми являются также системы хранения и подачи (СХП) рабочего тела в двигатель, системы его электропитания и регулирования [1-3,10].
ЭРД относятся к двигателям с разделенными источниками энергии и массы рабочего тела, поэтому эффективность их использования определяется удельной массой двигательной установки (ДУ) на их основе по мощности энергопотребления - уду (кг/кВт) и суммарному импульсу тяги - /2ду (Н-с). Совершенство ДУ можно охарактеризовать
величиной эффективного удельного импульса тяги ДУ, представляющим отношение суммарного импульса к массе ДУ, в которую входит и масса СХП. И одной из целей разработки ДУ может являться уменьшение его удельной массы и, тем самым, увеличение полезной нагрузки космического аппарата [3].
Значительный вклад в массу ДУ вносит масса баков с рабочим телом (РТ). Поэтому
при разработке ДУ важно правильно определять необходимый для выполнения задач ДУ запас рабочего тела. На практике масса РТ рассчитывается по экспериментально измеренным на испытательном стенде массовому расходу РТ в двигатель и требуемому времени работы двигателей. Поэтому актуальной является задача достоверного измерения расхода РТ на стенде независимо от условий, при которых осуществляется измерение. Ее решение будет способствовать, в конечном итоге, снижению массы ЭРДУ в целом.
При создании СПД требуется проведение большого объема экспериментальной наземной отработки, включающей длительные (до 10 тыс. часов) огневые испытания. При этом важнейшей задачей является обеспечение надежного измерении основных параметров двигателя: силы тяги, потребляемой мощности, расхода ксенона, определяющих его тяговую эффективность. С учетом малости величин силы тяги и расхода, при испытаниях СПД используются специальные средства измерений. Среди этих средств наибольшие проблемы создают:
система измерения силы тяги - вследствие того, что необходимо минимизировать сопротивление из-за "жесткости" подводящих магистралей;
система измерения малых расходов ксенона, главной проблемой которого является обеспечение независимости результатов измерений от внешних условий испытательного стенда во время испытаний.
Анализ состояния типовых систем измерения основных параметров двигателя показывает, что, если для систем измерения силы тяги найдены приемлемые решения, то системы измерения расхода рабочего тела остаются одним из "слабых" звеньев, так как типовая система измерений расхода, применяемая в ОКБ "Факел", - ведущем предприятии России в области разработки и производства летных образцов СПД, а также в ряде других организаций России, не обеспечивает паспортной узости нормальной области значений влияющих физических величин, и, как следствие, приемлемой воспроизводимости результатов измерений. Недостатки стендовой системы подачи ксенона (ССПК) обусловлены наиболее часто используемым в ней средством измерения — тепловым расходомером типа РРГ (или расходомером фирмы "MKS Instruments" [62,63]).
Для измерения расхода ксенона используется метод, базирующийся на тепловом принципе измерения, а средством измерения служит тепловой, калориметрического типа расходомер РРГ. В области малых расходов — 0,1+20 мг/с - факторами, оказывающими определяющее влияние на результат измерения, являются: температуры контролируемого газового потока и внешней среды; термогравитационный компонент естественной конвекции при различной ориентации в пространстве направления течения потока. Однако применяемое средство измерения - расходомер РРГ (или фирмы "MKS
Instruments") — не обеспечивает независимость результата измерения от указанных факторов, так как: он не имеет системы термокомпенсации; ориентационная независимость обеспечивается в пределах углов отклонения от горизонтали в пределах ± 5. Отсутствие температурной независимости заменяется ограничением на допустимые различия в температурах — не более, чем на ± 0,5^-2 С, обеспечить которое в реальных условиях практически невозможно. Кроме того, расходомер находится вне вакуумной камеры стенда. В этом случае он отделен от размещенных в камере блока газораспределения и управления расходом (термодроссель с жиклерами) арматурой, что требует внесения поправок в показания расходомера.
Исключить влияние арматурного объема, возможных утечек, перетечек газа в газовом тракте стенда можно путем размещения расходомера в вакуумной камере стенда перед блоком газораспределения. Однако осуществить это с помощью промышленно освоенных тепловых расходомеров невозможно вследствие того, что, вдобавок к отмеченным выше недостаткам, для этих расходомеров характерно следующее: эти расходомеры не вакуумного исполнения; датчик расхода и электронный блок совмещены в едином корпусе (нулевое разнесение).
Итак, недостатки расходомеров типа РРГ состоят в том, что, во-первых, это расходомеры не вакуумного исполнения и имеют "нулевое разнесение", в силу чего они размещаются вне вакуумной камеры стенда; во-вторых, они не имеют системы термокомпенсации; в-третьих, они не могут определять температуры газового потока и внешней среды до и во время измерений. Поэтому испытание одного и того же двигателя на разных стендах приводит к разным результатам: если по силе тяги отличия лежат в диапазоне (-1,1%)-^(+1,9)%, то по суммарному расходу диапазон значительно шире: (-4,4%)-^(-15)%. При измерениях малых катодных расходов различия в результатах могут охватывать диапазон ±17%.
При дросселировании газа в стендовой системе подачи его температура изменяется, однако определить эти изменения с помощью РРГ для внесения температурных поправок в силу указанных выше причин невозможно. Влияние температурных условий особенно заметно сказывается при проведении ресурсных испытаний, длительностью в месяцы. Неустранимое влияние температурных условий на показания расходомера снижает воспроизводимость результатов измерений параметров двигателя.
Из приведенного выше следует, что требование к точности измерений не является в данном случае определяющим, т.к. без знания уровней: утечек газа внутри камеры, влияния давления и температурных условий, высокая точность измерений не обеспечит и
высокую их достоверность. Погрешность используемой системы измерения расхода по оценкам ОКБ "Факел" составляет ~ 3-^-4% (на стендах NASA — 2%). Статистическая обработка результатов испытаний: блоков газораспределения (объем выборки 55) показала, что максимальный диапазон различий составляет (— \ 0)-^-(+8,3)%; а в случае двигателей (объем выборки 193) диапазон различий составляет: по силе тяги и по расходу ~ ±3%, по удельному импульсу ~ (— 5)-^-(+7,5)%. Однако воспроизводимость результатов испытаний на разных стендах, как показано выше, недостаточна. С расходом в двигатель связаны сила разрядного тока и разрядная мощность, сила тяги, удельный импульс, запас рабочего тела (Мрт), поэтому достоверное определение расхода РТ в двигатель при его разработке, доработке, проведении огневых, параметрических, тепло-вауумных и приемосдаточных испытаний является одной из важнейших задач. Для ее решения необходимо разработать метод, обеспечивающий высокую воспроизводимость результата измерения независимо от указанных выше влияющих факторов с сохранением приемлемых точности и чувствительности, а так же возможность размещения расходомера в вакуумной камере стенда. Использование такого метода при испытаниях ЭРД, в том числе и ресурсных, должно обеспечивать достоверное определение параметров ЭРД. Таким образом, тема работы, посвященной решению названной задачи, является актуальной.
С учетом изложенного целью данной работы является разработка системы измерения расхода рабочего газа для наземной отработки ЭРД с исключенными или минимизированными погрешностями, обусловленными влиянием внешних факторов. Для достижения этой цели необходимо было решить следующие задачи:
разработать метод, обеспечивающий возможность размещения расходомера в
вакуумной камере стенда и независимость результата измерения от указанных выше
влияющих факторов (т.е.высокую воспроизводимость) с сохранением приемлемых
точности и чувствительности;
провести анализ существующих средств измерения расхода газа, и определить их
возможности, недостатки и ограничения по диапазонам измерений;
провести анализ процессов теплообмена в тепловых расходомерах, наиболее
пригодных для измерения малых расходов газа, а также анализ факторов, влияющих на
показатели теплового расходомера, разработать способы их оптимизации;
разработать принципы проектирования и создать действующие модели тепловых расходомеров новых схем с требуемыми характеристиками;
разработать методику и провести экспериментальное определение показателей
созданных моделей расходомеров новых схем;
разработать рекомендации по применению созданных расходомеров новых схем в
практике испытаний ЭРД на стендах.
При решении сформулированных задач были разработаны физические модели тепловых систем расходомеров, проведены расчеты их параметров. Это позволило теоретически обосновать целесообразность применения выбранных физических
принципов и конструкторских решений при разработке расходомеров новых схем, а так
же оптимизировать процессы теплообмена в них.
По результатам проведенных исследований изготовлены опытные экземпляры расходомеров новых схем, не имеющие аналогов по своим показателям; проведены эксперименты, имитирующие условия работы расходомера в вакуумной камере стенда, в том числе, при работающем двигателе, подтвердившие работоспособность созданных расходомеров в таких условиях; разработаны рекомендации по применению созданных расходомеров и реализации метода определения расхода в стендовой системе подачи ксенона.
Стендовая система подачи рабочего тела, ее недостатки
Источником рабочего тела для ЭРД является система хранения и подачи (СХПТР или СХП) или, по-другому, система материального питания (СМТ). СХП различаются по фазовому состоянию хранимого рабочего тела (газ, двухфазное, жидкость, твердое), и по способу забора и подачи (вытеснительный, капиллярный, насосный, механический, тепловой). На выходе СХП должна обеспечивать постоянные (задаваемые) давление и расход, а так же регулируемый расход.
Общие требования к СХП на борту КА состоят в следующем [3]: она должна иметь минимальное отношение массы баков и арматуры к массе РТ, т.е. должен быть минимальным баковый коэффициент; затраты энергии в СХП должны быть минимальными, особенно для ЭРД малой мощности; СХП должна обеспечивать стабильный режим работы всех ее узлов.
С учетом того, что основным рабочим телом для ЭРД становится ксенон (и ДАС, и ПИД [37] переориентируются на ксенон), интерес представляет газовая СХП — самая простая по конструкции и наименее энергоемкая. Газовая СХП содержит три взаимосвязанные, различающиеся по функциональному назначению, системы: хранения — бак с рабочим телом под большим (сверхкритическим) давлением; дросселирования -- снижение давления РТ до задаваемой величины; газораспределения и управления расходом перед его подачей в объект. Взаимосвязь систем ЭРД на борту КА иллюстрируется упрощенной схемой на рис. 1.
СХП содержит арматуру и трубопроводы. Под арматурой подразумеваются топливозаборники; заправочные и предохранительные сливные краны; пусковые, пускоотсечные, отсечные клапаны; редукторы; дроссельные устройства (ресиверы), фильтры и прочие конструктивные элементы топливоподачи. Одним из основных показателей качества системы подачи является стабильность расхода при работе двигателя.
Параметры ЭРД взаимосвязаны между собой. Например, в общем виде тягу ЭРД и напряжение разряда можно представить следующим образом [3]: где Up, Ip - напряжение и ток разряда; при Np = const; В — индукция магнитного поля; Г — геометрические параметры двигателя; т - время.
Весьма важной характеристикой ЭРД как двигателя малой тяги с большим временем работы является вероятность безотказной работы двигателя [3]: где к — фактор, определяемый конструктивными особенностями, используемыми материалами и технологией.
Если раскрыть показанные на рис.1 связи СХП с движителем и катодом-компенсатором (нейтрализатором), то окажется, что в первом приближении прямо пропорциональны массовому расходу в движитель: потребляемая двигателем электрическая мощность; сила разрядного тока; тяга; запас рабочего тела (Мрт). Таким образом, определение на испытательном стенде массового расхода рабочего тела в двигатель при его разработке, доработке, проведении огневых, параметрических, тепловауумных и приемо-сдаточных испытаний является одной из важнейших задач, которую должен обеспечить стенд.
Стенд в части стендовой системы подачи ксенона (ССПК) должен обеспечивать: давление рабочего тела в задаваемом диапазоне давлений, регулируемое на входе в изделие; измерение расхода РТ; подачу РТ в изделие в задаваемом диапазоне расходов в соответствии с логикой запуска; поддержание значения тока разряда в пределах (1р ±0,1 А) от требуемого за счет изменения расхода РТ; регистрацию параметров изделия, а так же соответствующих систем стенда. Условная схема типовой стендовой системы подачи, используемой в ОКБ "Факел" и других организациях, с расшифровкой функционального назначения ее элементов представлена на рис. 2. Стендовая система подачи работает следующим образом. Газ, находящийся в баллоне 1 под высоким давлением, через редуктор 2 подается в ресивер 3 и из него — в датчик 4 расхода газа, в качестве
Конструкция газодинамического тракта
Типичный диапазон расхода рабочего тела, подаваемого в современный двигатель, составляет 0,1- 20 мг/с. В этом диапазоне расхода наиболее эффективными являются тепловые расходомеры как калориметрического, так и анемометрического типов. Основным недостатком тепловых расходомеров, особенно заметно проявляющимся в области малых расходов газа и оказывающим наиболее сильное ухудшающее влияние на его количественные и качественные характеристики, является зависимость показаний расходомера от температур контролируемого потока То и внешней среды Тс (температурная не автономность). Для оценки этого влияния воспользуемся решением классической сопряженной задачи внутреннего теплообмена при ламинарном стабилизированном течении газа в одноканальном газовом тракте без учета диссипации энергии (сил трения) [126,127]. Уравнение энергии и краевые условия имеют вид [126]: Здесь X = (l/Pe)-;t/R; Ъ, = r/R; Bi = aRAr. В выражении для Bi фигурирует коэффициент теплопроводности газа, а не стенки канала, как в теории теплопроводности. Решение этой задачи следующее [126]: Среднемассовая относительная избыточная температура потока газа в сечении X находится интегрированием (5): fi(Bi) = 3Bi2+12Bi; f2(Bi) = 2ВІ2+12Ві+24; Х = (пУс)-хЮ. Длину и диаметр канапа возьмем 75 и 8 мм, соответственно. Температура ксенона, подаваемого в двигатель при проведении огневых испытаний на стенде ОКБ "Факел", лежит в пределах 284-К304 К, а температура внешней среды - в интервале 290-КИО К. Результаты расчета температуры азота и ксенона (эти газы сильно отличаются по своим свойствам) при разных сочетаниях значений температур газового потока То (первая цифра) и внешней среды Тс (вторая цифра) представлены на рис. 16. Из сопоставления характера зависимостей на рис.16 а) и 1 б) видно, что, во-первых, он разный: при То Тс - растущая с ростом расхода функция, а при То Тс -падающая; во-вторых, в обоих случаях изменение температуры газа достаточно большое, особенно когда температура внешней среды существенно превосходит температуру газа на входе в канал, - оно составляет 15 К у азота и 6 К у ксенона. При сближении температур То и Тс изменение температуры газа меньше, хотя и остается заметным. Влияние температуры газа в сечении размещения термистора на выходной сигнал расходомера постоянной мощности - сопротивление термистора как функция его температуры - при разных сочетаниях То и Тс, представлено на рис.17. Видно, что различие весьма велико, и составляет 31% при вариации обеих температур, и 33% при фиксированной температуре среды - Тс = 300 К. На правом рисунке 15 - Тс = 300 K=const - видно, что выходной сигнал представляет собой параметрическое семейство кривых по параметру Тс. В общем случае выходной сигнал расходомера будет функцией расхода и двух параметров: R(G,To,Tc). Для исключения влияния внешней среды нужно теплоизолировать внешнюю поверхность канала. Поле температуры в движущемся газе описывается соответствующим уравнением при нулевых граничных условиях 2-го рода [126]: Решение для распределения температуры на участке стабилизированного теплообмена имеет вид: Изменение относительной избыточной температуры в потоке обусловленное только диссипацией энергии (теплотой трения) при теплоизоляции канала от внешней среды, запишется в виде: Из решения видно, что наибольшая температура в потоке газа достигается в слое - = 1, что приводит к значительному повышению температуры стенки лишь при больших скоростях движения газа. Среднемассовая относительная избыточная температура потока газа в сечении X находится подстановкой (9) в (6) с последующим интегрированием, на основании чего будем иметь: Оценка первого сомножителя во втором слагаемом формулы дает следующие результаты: для азота 9,6 G; для ксенона 3,3 G. Так как расход G 10"6 кг/с, то поправка к температуре потока газа за счет диссипации энергии будет ничтожно мала из-за малости скорости потока при таком расходе. Эти оценки позволяют сделать вывод и о практическом отсутствии влияния шероховатости поверхности канала, которую можно интерпретировать как увеличение динамической вязкости текучей среды, на температуру пристенного слоя газового потока. Причина - малые скорости текучей среды в канале. Таким образом, теплоизоляция поверхности канала позволяет исключить влияние температуры внешней среды на показания теплового расходомера, но при этом остается влияние температуры входящего в расходомер потока газа. Выходной сигнал в этом случае будет функцией расхода и только одного параметра - R(G,To). В качестве иллюстрации уровня этого влияния на рис. 18 представлены расчетные расходные характеристики расходомера постоянной мощности с теплоизолированным одноканальным газодинамическим трактом. Видно, что в этом случае расходные характеристики представляют собой параметрическое семейство, но параметром теперь является температура То входящего газового потока. Так как температура потока То 5 10 15 20 25 G, мг/с остается произвольной и не определяемой величиной, то теплоизоляция не решает проблему зависимости от уровня То выходного сигнала расходомера. Для решения этой проблемы общеприняты термокомпенсационные системы разной степени сложности, однако добиться с их помощью температурной независимости показаний расходомера от температуры входящего газового потока не удается. Решение этой проблемы Рис. 18 Расходные характеристики состоит в принудительном установлении температурного режима газового потока - теплоносителя - на задаваемом уровне Тп = const, который превышает температурные уровни входящего в расходомер газового потока То -Тг.вх. и внешней среды Тс при конкретных условиях эксплуатации [128-132]. В качестве таких фиксированных уровней Тп можно взять значения 293, 308 и 323 К, которые заведомо превосходят возможные температуры в стендовой системе подачи (Тг.вх=284-К304 К, ТС=29СН-310 К), и, в зависимости от конкретных температурных условий на момент проведения измерений, выставлять соответствующий уровень Тп (как будет показано ниже, уровень Тп оказывает ухудшающее влияние на показатели расходомера).
Тепловые модели измерительной системы расходомера
Измерительный преобразователь температуры или T43G представляет собой систему, подверженную со стороны исследуемого объекта и других объектов (элементов конструкции и окружающей среды) различным тепловым воздействиям, которые определяют процесс теплообмена и характер изменения температурного поля внутри T43G И В зоне его расположения. Важнейшими являются следующие воздействия [119]: тепловое воздействие исследуемого объекта - основное или информативное воздействие; теплопередача между отдельными элементами ТЧЭ (кондуктивный теплоотвод); теплообмен излучением между ТЧЭ и его окружением; влияние внешних нетепловых источников энергии, например, преобразование в теплоту кинетической энергии потока газа в результате его полного или частичного торможения около ТЧЭ; влияние внутренних источников теплоты (нагрев ТЧЭ измерительным и или схемным током); влияние температуры окружающей среды, в которой находится конструкция. Все эти воздействия, исключая первое, являются помехосоздающими источниками возникновения погрешностей измерения параметра газового потока — его расхода или температуры. Оптимизация тепловой системы представляет собой совокупность мер по снижению уровня помехосоздающих влияний на измеряемый параметр ТЧЭс, позволяющая свести их к малой поправке. Одной из них является миниатюризация ТЧЭ, поскольку определяющий размер 8L связан с градиентом температур в исследуемой области течения соотношением 5L = (5Т/АТ), где 8Т— допустимая погрешность измерения. При одном и том же AT величина 8L пропорциональна Т, откуда вытекает требование к максимально возможному уменьшению размеров ТЧЭ, ограничиваемому лишь требованием физической реализуемости при заданных условиях эксплуатации. Как показали исследования [122,123,146], влиянием не тепловых источников энергии при температурах до-1200 К и малых скоростях (Re 1000) газового потока, температуры ТЧЭ и исследуемого объекта могут быть отождествлены. Снижение мощности, рассеиваемой ТЧЭ, влечет за собой снижение и его температурного уровня, поэтому учет теплообмена излучением между элементами системы сводится к малой поправке. Уменьшение перегрева ТЧЭ относительно среды существенно ослабляет его влияние на температуру исследуемого газового потока, что позволяет считать передачу тепловых воздействий направленной односторонне и не формулировать задачу сопряженного теплообмена с целью анализа температурных полей в системе объект - ТЧЭ. Схема тепловых потоков для ТЧЭс и ТЧЭТ показана на рисунке 29. Внутреннее тепловыделение определяется величинами подводимой мощности W косвенного нагрева и мощностью схемного тока Wcx У T43G И ТОЛЬКО одной WCx У ТЧЭТ.
У измерительного термистора T43G теплосъем осуществляется: вынужденной конвекцией - qa, Теплопроводностью ±qx и излучением ±qr. К ТЧЭТ тепло подводится теплоносителем +qa, и отводится (подводится) теплопроводностью и излучением. Знаки ± у тепловых потоков означают, что помехосоздающие кондуктивные и лучистые потоки могут приводить как к увеличению, так и к уменьшению температуры ТЧЭ. Мощность Wcx определяется величиной схемного тока и для обоих ТЧЭ является помехосоздающей. Определяемым параметром является расход. Поэтому задача анализа состоит в установлении связи регистрируемого параметра с расходом через его зависимость от температуры ТЧЭс являющейся, в свою очередь, функцией расхода - X(G) = f[T(G)], и в определении ее оптимальных параметров, при которых влияние помехосоздающих факторов минимизируется. Малость линейных размеров ТЧЭ позволяет оперировать среднеобъемной температурой ТЧЭ и не учитывать ее радиальное распределение Т(г); считать коэффициент теплоотдачи а постоянным на поверхности сферы и независящим от температурного напора, величина которого изменяется при изменении расхода G. При сделанных предположениях и учете только конвективного механизма теплообмена, математическая модель измерительной тепловой системы описывается уравнением: где 3(G) = [T(G) - Tn] - температурный напор; С - теплоемкость ТЧЭ; W(G) - мощность источника энергии, которая в общем случае может быть функцией расхода; a(G)-коэффициент теплоотдачи; 8W - мощность не информативных потоков (SW«W). Начальным условием к уравнению (33) является максимальная величина перегрева ТЧЭо относительно теплоносителя. Максимальная температура T43G уже выбрана - Т0= ТШах=348 К. В этом случае температурный напор будет равен: 3(G)=T0„. Решая уравнение (33) операционным методом Лапласа, можно получить: где m = aS/C - темп теплоотдачи; S = nd - площадь поверхности сферы. Обозначив W(G)/S = q(G), для установившейся температуры ТЧЭо в регулярной стадии процесса, согласно (34): В выражении (35) переменными являются и удельная мощность q(G) и a(G), причем обе эти функции никак не связаны друг с другом, т.е. измерительная система не содержит ни одного фиксированного параметра, кроме параметра Тп, постоянство которого обеспечивается системой термостабилизации.
Отсутствие корреляции между этими функциями не позволяет однозначно связать температурный напор с расходом. Поэтому на измерительную систему необходимо наложить ограничение путем фиксирования двух из трех входящих в (35) переменных. Очевидно, что при сделанном выше предположении о зависимости функции a(G) только от расхода, она не может быть зафиксирована, расход G является текущей переменной. Следовательно, параметрами могут быть только удельная мощность q(G) = qo — const или напор «9(G) — &0 = const. Рассмотрим первый из этих вариантов режима работы измерительной системы теплового расходомера. В этом варианте мощность внутреннего тепловыделения является фиксируемым параметром на задаваемом уровне W(G) = Wcpconst или q(G)=q0=const. При этом величина параметра задается в отсутствии расхода, т.е при G=0. Расходные характеристики расходомера будут представлять собой семейство кривых по этому параметру [128-130, 137,138]. Таким образом, расходомер постоянной мощности является двухпараметрическим: параметрами являются уровень термостабилизации теплоносителя Тп и Wo(T0,Tn). Информативным - выходным - сигналом может служить величина омического сопротивления измерительного ТЧЭс которую с учетом (35) можно представить в удобном для последующего анализа виде: Зависимость сопротивления от расхода определяется только функцией a(G), так как и qo(To Тп) и Тп являются фиксированными параметрами на задаваемых уровнях. Поскольку величина То фиксирована на уровне 348 К, то величина мощности внутреннего тепловыделения будет функцией (Хо и і90 (Тп): Для введения мощности в термистор наиболее целесообразно использовать термисторы с косвенным нагревом типа СТ1-27. Именно он и будет рассматриваться в дальнейшем. Формула (36) описывает функциональную зависимость омического сопротивления термистора от расхода, однако пределы его изменения, при которых оптимизируется точность измерения, остаются неопределенными. Для решения этого вопроса можно найти чувствительность термистора по расходу путем дифференцирования (36):
Газораспределительная камера с каналами
Термистор СТ1-27 закрепляется в канале следующим образом. На конце канала с обечайкой жестко закрепляется кольцо из медной проволоки, которое имеет четыре равномерно расположенные по окружности выточки.
Стеклянный хвостовик термистора вставляется плотно в вырез в тонкой латунной круглой пластине, в которой на внешней окружности так же выполнены выточки. Термистор вставляется в канал так, чтобы нижний перфорированыый диск отстоял от торца канала на 2- 3 мм и выточки в кольце и в пластине располагались напротив друг друга. На выточки накладывается залуженная медная проволока и производится их спайка с кольцом и с пластиной. Стеклянный хвостовик жестко скрепляется с пластиной с помощью медной проволоки, припаиваемой к пластине, что обеспечивает жесткое закрепление термистора в канале. Фланец с газораспределительной камерой и вставленными в каналы термисторами СТ1-27 представлен на рис. 48.
Термистор СТ1-18 представляет собой шар диаметром 0,5 мм с выводами длиной 15 мм и диаметром 0,05 мм. Для него изготавливается специальный держатель. Он представляет собой фторопластовое кольцо диаметрами 10 и 20 мм и толщиной 4 мм. Равномерно на диаметре 15 мм выполняется 4 сквозных отверстия. Между отверстиями симметрично выполняется два отверстия МЗ. В эти отверстия ввинчиваются латунные штуцеры, имеющие по диаметру прорезь для выводов термистора. В предварительно залуженные прорези в штуцерах вставляется выводы термистора так, чтобы собственно термистор (шар) находился в центре кольца, и производится спайка выводов со штуцерами. Для электроизоляции штуцеров изготавливаются два одинаковых фторопластовых кольца со сквозными отверстиями, соответствующими отверстиям в обечайках канала и насадка, как это показано на рисунке 49. Объединение термистора с каналом производится следующим образом. В отверстия в обечайке канала вставляются 4 винта, на которые надеваются: фторопластовое кольцо, держатель с термистором, второе фторопластовое кольцо и затем насадок. Вся конструкция жестко фиксируется. Фланец с камерой и каналами с термисторами СТ1-18 представлен на рис. 50.
С целью повышения чувствительности расходомера канал диаметром 10 мм может быть диафрагмирован путем изменения внутреннего диаметра канала, равного Dk=10 мм. Для этого из фторопласта изготавливается полый цилиндр внешним диаметром 9,9 мм и внутренним Dn, величина которого зависит от соотношения между числами Рейнольдса: Ren = nRek, где Rek=(d/2Sk)-(G/i). Отсюда соотношение между диаметрами следующее: n"1/2. Выбором значения п можно существенно повлиять на чувствительность расходомера, что особенно важно в области малых и сверхмалых расходов. При этом доступный измерению диапазон расхода уменьшится, но эта мера оправдана, так как она обеспечит необычайно высокую чувствительность расходомера в области сверхмалых расходов газа. Фторопластовый цилиндр, снабженный обечайкой с соответствующими отверстиями, вставляется в канал, при этом его обечайка играет роль фторопластового кольца. Утечки газа не будет, поскольку обечайки канала и цилиндра плотно прижаты друг к другу.
Фланец с размещенными в нем элементами конструкции вставляется в цилиндрическую камеру и плотно соединяется с нею. Затем производится вакуумирование внутреннего объема корпуса для обеспечения вакуумно-плотного
Для определения параметров расходомера и его градуировки нужна градуировочная или тарировочная система измерения расхода газа. К настоящему времени освоен промышленностью выпуск ряда образцовых генераторов расхода газа ГИР-1М, ГИР-7, ГИР-7М, ГИР-50 [156], ГКУ-0,63, а так же тарировочных стендов ОТ-156ПС для регуляторов расхода газа типа РРГ [157]. Широкое их применение в лабораторной практике нецелесообразно ввиду значительных погрешностей. За последние годы появился целый ряд лабораторных устройств, имеющих ограниченные габариты, с погрешностью определения малых расходов в пределах 0,5-0,7 %. Среди них можно выделить счетчик абсолютного вытеснения, созданный Трубиным и Ханбергом, в котором в качестве рабочего элемента использовалась капля ртути в капилляре, частота осцилляции которой фиксируется фотоприемниками [158]. Одновременно капля осуществляет переключающие функции. Бейли создано и исследовано измерительное устройство, содержащее стальной шарик, свободно падающий навстречу потоку газа в измерительной трубке, содержащей для фиксации положения шарика электромагнитный замок. Частота осцилляции шарика определялась фотореле [159]. Из современных разработок калибровочных устройств следует отметить калибраторы расхода Vol-U-Meter. Технические данные конструкции DS-1052 (апрель, 1997г.): AG — 1- -24000 см3/мин.; погрешность 0,2%; температура окружающей среды-18,8-23,3С; максимальное падение давления-12,4 мбара; максимальное давление — 0,5 бар. [160]. Существует лабораторный расходомер Sho-Rate компании Brooks, аттестуемый с помощью калибратора модели DS-1054. Его недостатком является использование ртути в качестве уплотняющего кольца поршня, поскольку использование ртути запрещено в странах ЕС. Из отечественных аналогичных разработок следует упомянуть калибратор, разработанный в НПО им. Решетнева, обеспечивающий точность не хуже 0,2%, т.е. сопоставимый с зарубежным, и не имеющий ртутного уплотнительного кольца.
Наиболее перспективным представляется устройство, разработанное Пистуном и Стасюком для определения характеристик дроссельных элементов [161]. Газ проходит через тонкий слой поверхностно — активного вещества, образуя тонкую пленку, которая под его давлением поднимается по вертикальной бюретке. Расход определяется путем деления фиксированной длины пути на регистрируемое время его прохождения пленкой. При правильном выборе поверхностно — активного вещества погрешность измерения расхода не превышает 0,7 % [162]. Дубовым, Илясовым и Лукичевым осуществлена доработка аналогичного устройства с целью повышения точности. В роли фиксирующих элементов употреблялись оптопары, в качестве источников света в которых использовались полупроводниковые светодиоды [163].
