Содержание к диссертации
Введение
1 Современное состояние развития бортовых систем охлаждения и их подсистем 12
1.1 Системы охлаждения фотоприемных устройств инфракрасного диапазона излучения на базе газовых криогенных машин и дроссельных систем 13
1.2 Микрокомпрессоры в бортовых системах охлаждения 21
1.3 Классификация и конструктивные особенности роторных компрессоров 26
Выводы по главе 1 34
2 Теоретический анализ рабочих процессов роторно-лопастного компрессора 35
2.1 Конструкция и особенности работы роторно-лопастного компрессора 36
2.2 Оценка параметров и характеристик роторно-лопастного компрессора 40
2.3 Определение герметичности рабочей полости роторно-лопастного компрессора 47
2.3.1 Методики расчета перетечек для бесконтактных уплотнений 47
2.3.2 Моделирование перетечек для бесконтактных уплотнений 52
2.3.3 Методики расчета перетечек для контактных уплотнений 58
2.4 Анализ рабочего процесса роторно-лопастного компрессора 62
2.4.1 Определение характеристик роторно-лопастного компрессора с учетом перетечек рабочего тела 62
2.4.2 Влияние геометрических параметров на характеристики роторно-лопастного компрессора 69
Выводы по главе 2 74
3 Экспериментальные исследования роторно-лопастного компрессора 75
3.1 Испытания роторно-лопастного компрессора с вращающимися лопастями 76
3.1.1 Конструкция и особенности компрессора 76
3.1.2 Установка для испытаний 78
3.1.3 Обработка экспериментальных данных 81
3.1.4 Анализ результатов испытаний компрессора 84
3.2 Испытания роторно-лопастного компрессора с колеблющимися лопастями 88
3.2.1 Конструкция и особенности компрессора 88
3.2.2 Установка для испытаний 90
3.2.3 Обработка экспериментальных данных 92
3.2.4 Анализ результатов испытаний компрессора 93
3.3 Испытания роторно-лопастного компрессора с присоединенным объемом 97
3.3.1 Конструкция и особенности компрессора 97
3.3.2 Установка для испытаний 98
3.3.3 Обработка экспериментальных данных 100
3.3.4 Анализ результатов испытаний компрессора 102
3.4 Оценка погрешностей определяемых величин при исследовании характеристик рабочего процесса 107
3.5 Рекомендации по доработке конструкции роторно-лопастного компрессора 113
Выводы по главе 3 115
4 Роторно-лопастной компрессор в составе бортовых систем охлаждения летательных аппаратов 116
4.1 Варианты применения многокамерного роторно-лопастного компрессора для газовых криогенных машин бортовых систем охлаждения летательных аппаратов 117
4.2 Расчет термодинамического цикла газовой криогенной машины на базе роторно-лопастного компрессора 121
4.3 Уточненная методика расчета цикла газовой криогенной машины на базе роторно-лопастного компрессора 129
4.4 Анализ газовых криогенных машин на базе роторно-лопастного компрессора 134
Выводы по главе 4 147
Основные результаты и выводы 148
Список литературы 150
Приложение 158
Приложение А Математическое моделирование перетечек газа через щелевое уплотнение 159
Приложение Б Сборочный чертеж роторно-лопастного компрессора с вращающимися лопастями 163
Приложение В Протоколы испытаний роторно-лопастного компрессора с вращающимися лопастями 166
Приложение Г Сборочный чертеж роторно-лопастного компрессора с колеблющимися лопастями 173
Приложение Д Сборочный чертеж пульта управления роторно-лопастного компрессора с колеблющимися лопастями 176
Приложение Е Протоколы испытаний роторно-лопастного компрессора с колеблющимися лопастями 178
Приложение Ж Сборочный чертеж усиленного корпуса роторно-лопастного компрессора с колеблющимися лопастями 184
Приложение И Листинг основного модуля программы для измерения параметров роторно-лопастного компрессора при испытаниях с присоединенным объемом 185
Приложение К Сборочный чертеж модернизированного варианта роторно-лопастного компрессора 194
Приложение Л Сборочный чертеж роторно-лопастного компрессора в составе газовой криогенной машины 196
Приложение М Листинг программы расчета газовой криогенной машины на базе роторно-лопастного компрессора 197
Приложение Н Расчет параметров газовой криогенной машины на базе роторно лопастного компрессора 202
- Микрокомпрессоры в бортовых системах охлаждения
- Определение характеристик роторно-лопастного компрессора с учетом перетечек рабочего тела
- Оценка погрешностей определяемых величин при исследовании характеристик рабочего процесса
- Анализ газовых криогенных машин на базе роторно-лопастного компрессора
Введение к работе
Актуальность темы. Степень совершенства космических бортовых систем хлаждения в значительной мере определяет возможности для реализации современных направлений развития аэрокосмической техники
Бортовые системы охлаждения необходимы для функционирования радиоэлектронной аппаратуры, чувствительных элементов фотоприемных устройств инфракрасного (ИК) диапазона в системах наблюдения, пеленгации, наведения и других устройствах Применительно к аэрокосмической технике это, как правило, микрокриогенные системы, которые выполняют задачи военного и гражданского назначения В последнем случае микрокриогенные системы в комплекте с фотоприемными устройствами различных частотных уровней могут использоваться в геодезии, геологии, нефтегазодобывающей отрасли для наблюдения и диагностики трубопроводного транспорта, линий электропередач, в строительстве, природопользовании и экологическом мониторинге, в службах МВД и МЧС, а также медицине и научных исследованиях
Рассматриваемая в диссертации бортовая система охлаждения на базе роторно-лопастного компрессора (РЛК) для фотоприемного устройства инфракрасного диапазона излучения (ФПУ-ИК) относится к новым разработкам Новизна заключается в использовании многокамерного компрессора для газовой криогенной машины Применение многокамерного компрессора позволяет обеспечивать поддержание многоуровневых температурных режимов по отдельным элементам криостатируемого объекта
Таким образом, необходимо выяснить, какими качествами и свойствами будет обладать криогенная система на базе многокамерного компрессора и какова ее перспективность
Предлагаемый роторно-лопастной компрессор, исходя из предварительного анализа, имеет ряд преимуществ перед другими типами компрессоров, в том числе такие, как уравновешенность, многокамерность, возможность работы с бесконтактными уплотнениями Новизна и ожидаемая перспективность РЛК требуют разработки экспериментальных образцов и проведения опережающих исследований физических процессов в имитационных условиях, а также привлечения математического моделирования и проведения исследований на специальных стендах, необходимых при создании и отработке новых бортовых систем охлаждения и оборудования аэрокосмического назначения
Целью работы является повышение эффективности бортовой системы охлаждения летательных аппаратов за счет применения многокамерного роторно-лопастного компрессора
Объектом исследования являются экспериментальные образцы роторно-лопастного компрессора различных конструктивных схем
Предметом исследования являются математические модели рабочих процессов и конструктивно-компоновочные схемы роторно-лопастных компрессоров и газовых криогенных машин на их основе
Задачи исследования:
1 Выявление перспективных и проблемных особенностей роторно-лопастного компрессора, требующих специальной научно-исследовательской и опытно-конструкторской проработки
-
Разработка методик и рекомендаций по расчету, испытанию и доводке роторно-лопастного компрессора и газовой криогенной машины на его базе Выявление факторов, определяющих направления оптимизации роторно-лопастного компрессора
-
Разработка математических моделей для анализа параметров и характеристик роторно-лопастного компрессора с бесконтактными уплотнениями рабочих камер и газовой криогенной машины на его базе
-
Создание стендов и экспериментальных установок для проведения испытаний роторно-лопастного компрессора Оценка работоспособности экспериментальных образцов роторно-лопастного компрессора и определение их характеристик
-
Прогнозирование рабочих характеристик многоуровневой газовой криогенной машины на базе многокамерного роторно-лопастного компрессора
Методы исследований:
Общий методологический подход при выполнении работы базируется на аналитических исследованиях, методах численного моделирования, экспериментах на имитационных моделях и экспериментальных образцах роторно-лопастного компрессора с привлечением аппарата вычислительной математики и современных программных средств как существующих, так и специально созданных в процессе работы
Исследования экспериментальных образцов проводились на стендовом оборудовании НИЦ космической энергетики (ОНИЛ 2) СГАУ
Достоверность, обоснованность и представительность результатов работы обеспечены применением при теоретическом исследовании законов сохранения в общепризнанном виде, корректным использованием экспериментальных данных, полученных на аттестованных стендах
Положения, выносимые на защиту:
Методики, результаты и рекомендации по расчету, исследованиям и испытаниям многокамерного роторно-лопастного компрессора для газовой криогенной машины, включая
методики расчета рабочего процесса роторно-лопастного компрессора и газовой криогенной машины на его базе,
методики проведения испытаний роторно-лопастного компрессора и рекомендации по оптимизации его конструкции,
результаты экспериментальных исследований (характеристики и параметры рабочих процессов) роторно-лопастного компрессора,
результаты исследований эффективности применения роторно-лопастного компрессора в составе бортовых систем охлаждения летательных аппаратов
Научная новизна:
-
Разработаны методики уточненного расчета роторно-лопастного компрессора с бесконтактными уплотнениями, учитывающие перетечки рабочего тела, и получены характеристики рабочего процесса газовой криогенной машины
-
Впервые проведены испытания экспериментальных образцов роторно-лопастного компрессора, позволившие получить результаты, необходимые для создания бортовой системы охлаждения на его основе Созданы методики проведения испытаний и автоматизированной обработки данных при исследованиях роторно-лопастного компрессора
3 Предложены конструктивно-компоновочные схемы газовой криогенной машины для бортовой системы охлаждения на базе многокамерного роторно-лопастного компрессора, обеспечивающие несколько температурных уровней охлаждения и проведена оценка эффективности их применения
Практическая ценность:
Получены теоретические и экспериментальные данные и рекомендации, которые позволяют разработать бортовую систему охлаждения с заданными параметрами рабочих процессов, энергетическими, массогабаритными, ресурсными характеристиками, оптимизировать геометрические и режимные параметры газовой криогенной машины на базе многокамерного роторно-лопастного компрессора Проведены испытания, которые рассматриваются как опережающие исследования на экспериментальных образцах роторно-лопастного компрессора, позволяющие повысить эффективность бортовой системы охлаждения на этапе научно-исследовательских и опытно-конструкторских разработок
Реализация и внедрение результатов работы:
Результаты внедрения диссертационной работы подтверждены актами использования в соответствующих организациях и представлены в отчетах о НИР
Апробация диссертационной работы:
Основные результаты работы докладывались на следующих конференциях
Международной научно-технической конференции молодых специалистов «Исследование, конструирование и технология изготовления компрессорных машин» посвященной 80-летию со дня рождения В Б Шнеппа, г Казань, 2004 г ,
Всероссийской научно-технической конференции (с международным участием) «Современные тенденции развития автомобилестроения в России», г Тольятти, ТГУ, 2005 г ,
Международной научно-технической конференции по фотоэлектронике и приборам ночного видения, г Москва, 2006 г,
Международной научно-технической конференции «Проблемы и перспективы развития двигателестроения», г Самара, СГАУ, 2006 г
Публикации.
По результатам выполненных исследований имеется 8 печатных работ, в том числе одна работа опубликована в ведущем рецензируемом научном издании, определенном Высшей аттестационной комиссией, шесть публикаций в тематических сборниках и трудах конференций и один патент
Структура и объем работы:
Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, выводов к главам, общих выводов и приложения Список литературы включает 75 наименований Диссертация изложена на 202 страницах, содержит 71 рисунок, 21 таблицу и приложение на 45 страницах
Микрокомпрессоры в бортовых системах охлаждения
В настоящее время одним из перспективных направлений разработки систем термостатирования элементов при температурах 80...90Л" является использование дроссельных микрокриогенных систем (ДМКС) на газовых смесях с аккумулятором холода с плавящимся криоагентом. Преимущества ДМКС перед другими машинными системами следующие: простота, удобство сопряжения с объектом криостатирования, возможность разделения машинного агрегата, создающего механические и электромагнитные помехи, и низкотемпературного блока. Их работа в циклическом режиме в течение нескольких часов в сутки позволяет значительно увеличить ресурс системы термостатирования, что представляет несомненный интерес при создании аппаратуры, работающей в течение нескольких лет при температурах 20.. АО К [3].
Рабочими веществами в этой области температур могут быть гелий, водород и неон с температурой инверсии значительно ниже, чем температура окружающей среды, поэтому для получения холода методом дросселирования необходимо предварительное охлаждение. Кроме того, с понижением температуры до 20...40Л", существенно возрастает удельная работа, затрачиваемая на получение холода. В этой связи для данной области температур характерно применение многоступенчатых циклов. Пример реализации такого цикла показан на рис. 1.4. Преимущество этой схемы состоит во введении полной регенерации, что позволяет перенести сжатие всех рабочих веществ на нижний уровень. При разработке подобной схемы необходимо выбрать цикл, обеспечивающий простоту и надежность работы и, в то же время, достаточно высокую экономичность. Для этого следует определить оптимальные число ступеней отвода тепла и температурные уровни для каждой ступени, а также установить давления потоков рабочего вещества. Все эти задачи решаются при минимуме массовых и энергетических характеристик системы термостатирования.
Микрокомпрессоры дроссельных систем имеют ряд специфических особенностей по сравнению с существующими типами компрессоров и выделяются в особую группу компрессорных машин.
Общий характерный признак микрокомпрессоров — сочетание весьма малой производительности (55...420 см /с) — с относительно высоким давлением нагнетания (10...25 МПа). Геометрические размеры ступеней компрессоров очень малы. Так, в поршневых компрессорах без смазки цилиндров объем четвертой ступени не превышает 0,5 см , а в поршневых смазываемых компрессорах даже 0,1 см3. В связи с этим для микрокомпрессоров дроссельных систем основные геометрические соотношения рабочих полостей цилиндров и механизма привода, объемные и энергетические потери, характер протекания термодинамических процессов резко отличаются от характерных для обычных компрессоров.
С уменьшением размеров машины относительные значения потерь (индикаторных, на трение, в приводе) возрастают; в микрокомпрессорах этот фактор проявляется весьма существенно. Относительное мертвое пространство в ступенях микрокомпрессоров намного превышает рекомендуемые значения, что приводит к увеличению диаметров поршней и потерь на трение в поршневых уплотнениях.
В микрокомпрессорах на единицу объема цилиндра приходится значительно большая теплопередающая поверхность, поэтому процессы сжатия и расширения сопровождаются более интенсивным теплообменом со стенками цилиндра. В мембранных, а также поршневых смазываемых компрессорах от полостей сжатия тепло отводится в основном смазочной жидкостью; температура стенок ступеней близка к температуре жидкости и практически постоянна во времени, в связи с чем процессы сжатия и расширения в этих компрессорах близки к изотермическим.
В поршневых компрессорах без смазки цилиндров к газу подводится значительное количество тепла из зоны трения несмазываемых уплотнений, температура поверхности цилиндров меняется по ходу поршня, поэтому мгновенные значения показателей политроп сжатия и расширения изменяются в очень широких диапазонах.
Общий изотермический КПД микрокомпрессоров дроссельных систем составляет 0,1...0,2 и зависит в основном от величины индикаторных и механических потерь мощности.
Те же проблемы, свойства и характеристики имеют компрессорные блоки газовых криогенных машин.
Для сравнительной оценки энергетических характеристик на рис. 1.5 приведены зависимости относительной мощности, потребляемой микрокомпрессорами различных типов, от теоретической. Относительная мощность п представляет собой отношение действительной потребляемой мощности к теоретической мощности при изотермическом сжатии Nj. Наилучшие энергетические показатели имеют поршневые компрессоры со смазкой цилиндров (кривая 2). Показатели поршневых компрессоров без смазки цилиндров занимают промежуточное положение (заштрихованная зона). Мембранные компрессоры наименее экономичны (кривая 1) [12].
Для всех типов компрессоров с уменьшением мощности показатель п прогрессивно увеличивается в связи с ростом относительной величины потерь. Кроме того, при проектировании малых машин возникают затруднения чисто конструктивного характера (сложность размещения клапанов, элементов уплотнений и т. п.).
На рис. 1.6 (обозначение кривых — см. рис. 1.5) приведены относительные массовые характеристики микрокомпрессоров т = M/NT .
Как видно, общие закономерности для массовых и энергетических характеристик микрокомпрессоров аналогичны.
В настоящее время в замкнутых дроссельных системах наибольшее распространение получили компрессоры с оппозитным расположением цилиндров. Такая схема в поршневых компрессорах позволяет снизить перепады давлений в уплотнениях и тем самым увеличить их долговечность и уравновесить нагрузки на механизм привода. Для поршневых компрессоров с давлением нагнетания до 10 МПа применяют аксиальный привод; при этом цилиндры располагают соосно с валом машины. Преимущества такого привода: компактность, малая масса, уравновешенность, возможность разработки унифицированных узлов.
Расположение компрессора на некотором расстоянии от охлаждаемого объекта и использование полностью уравновешенных газовых холодильных машин позволяет применять микроохладители для термостатирования неподвижных охлаждаемых устройств.
Определение характеристик роторно-лопастного компрессора с учетом перетечек рабочего тела
Для определения величины перетечек рабочего тела внутри РЛК необходимо найти массу газа, перетекшую за цикл сжатия и выпуска через щелевые уплотнения. Расчет будем вести для одной рабочей камеры объемом Vк =10,5 х 10 6л 3, с массой рабочего тела в одной камере тк = VK рх.
За один полный цикл г = 1/ / компрессора в каждой из двух пар рабочих камер происходит впуск, сжатие и выпуск рабочего тела. При этом такт впуска длится половину времени одного рабочего цикла, а для определения продолжительности тактов сжатия и выпуска необходимо найти объем камеры, при котором достигается заданная степень повышения давления ( = 3):
По найденному значению сж находим время такта выпуска твып и г сжатия тсж - тшп, исходя из закона колебания лопастей ротрно лопастного компрессора (рис. 2.10):
Далее определим массу газа, перетекшую через периметр одной лопатки за время такта выпуска, при максимальном перепаде давлений и тк плотности Массу газа, перетекшую через одну лопатку за цикл сжатия при средней плотности рср, найдем интегрированием выражения (2.7) по времени сжатия:
Так как объем рабочей камеры ограничен двумя лопастями (поршнями), движущимися синхронно, то масса газа, перетекшая за цикл сжатия и выпуска, удваивается м„ер=2шупсж+твЬ1П), и масса газа, поступившая из одной камеры к потребителю, составит: тптр = тк-тпеР- (2.18)
Коэффициент производительности (подачи) включает в себя коэффициенты наполнения и герметичности: К=К-К- (2.20)
Коэффициент производительности компрессора выражает соотношение между его расчетной производительностью (на выходе) и объемным расходом (на входе) Q = -Qgx (здесь Qex =Qe =419,8x10" —).
Результаты расчетов для определения производительности компрессора представлены в таблице 2.7.
Возвращаясь к анализу методик расчета перетечек, будет полезным определить применимость соотношений для лабиринтных уплотнений, которые не учитывают вязкостные свойства уплотняемой среды.
Например, формула Стодола для расчета утечек газа [60]:
Выше была отмечена целесообразность применения щелевых уплотнений, поэтому найдем такое число гребешков z, при котором лабиринтное уплотнение вырождается в щелевое. При этом зададимся массовым расходом воздуха, полученным по формуле (2.7):
Исходные значения для формулы (2.22) и результаты расчета приведены в таблице 2.8.
Данные таблицы 2.8 показывают, что число гребешков z = 673 на эквивалентной длине щели 1ЭК -21,33мм соответствует чистовой обработке поверхности лопаток под щелевые уплотнения с шагом неровностей профиля по вершинам Sm = 0,04мм и параметром шероховатости Ra = \,25мкм, R =8мкм [35].
На основе проведенных расчетов можно получить номинальные значения индикаторной работы и мощности, исходя из следующих соотношений [4]:
Для получения величины индикаторной работы LUHd =LH0M +AL, необходимо учесть относительные потери давления на всасывание 8вс и нагнетание 5Н рабочего тела. Суммарная потеря индикаторной работы:
Используя индикаторный коэффициент Синд = величину индикаторной мощности.
Исходные значения для формул (2.23)-(2.25), а также результаты расчета индикаторной работы и мощности представлены в таблице 2.9.
Изотермический КПД, показывающий величину индикаторных потерь, вызванных несовершенством процессов сжатия и расширения, потерями давления и утечками, представляет собой отношение изотермической работы к индикаторной [65]:
Подставив данные таблицы 2.9 в выражения (2.26) и (2.27), получим величину изотермического КПД г/из = 0,67.
Оценка погрешностей определяемых величин при исследовании характеристик рабочего процесса
Основным определяемым параметром в экспериментах является давление, а в итоге его временная зависимость р -р((р).
Варьируемым параметром в серии является частота привода/ поэтому каждая полученная зависимость р = р((р) привязана к конкретной частоте и дальнейший ее анализ проводится как временного процесса.
Величины текущих р определяются по записи процесса в файл программы обработки сигнала. В канал измерения давления входит датчик давления типа MLH300, плата, компьютер. Все это в комплексе представляет измерительный канал.
Расчет погрешности измерительного канала.
Погрешность датчика давления MLH300 нормирована значением максимальной (от диапазона измерений) приведенной погрешности 3% при минус 60С и 7% при 100"С, т.е. предполагается, что его погрешность аддитивна.
Дрейф нуля оценивается по начальной, промежуточной и конечной тарировкам. Так как серия измерений длилась не более 2 часов и контрольных градуировок не проводилось (для снижения погрешностей, вводимых расчетом с использованием калибровочного давления), то погрешность дрейфа нуля определялась по градуировочным графикам. Абсолютную погрешность дрейфа нуля можно определить как максимальную приведенную погрешность в 1%. Это при обработке без поправки может давать погрешность дрейфа от 3% при измерении 1 МП а и 20% при измерении 0,1 МПа.
Погрешность от различной чувствительности к входным сигналам различной полярности не превышала 0,2%.
Погрешность от изменения напряжения в сети на ± 10 % не превышает 0,05%.
Погрешность от увеличения длины кабеля измерительной цепи менее 0,01 %.
При расчете результирующей погрешности канала каждой из составляющих погрешности нужно приписать соответствующий закон распределения, найти среднеквадратичное отклонение и разделить погрешности на аддитивные и мультипликативные.
Расчеты проводим в относительных приведенных значениях и сохраняем при промежуточных округлениях один лишь недостоверный знак в их значениях с тем, чтобы округление по принятым правилам [40] произвести лишь над окончательным результатом.
Оценка формы распределения вероятности погрешностей проводится с использованием «плоскости признаков» [40], контрэксцесса % - ч є и энтропийного коэффициента К=— (рис. 3.22). Из рис. 3.22 следует, что экспериментальные точки, соответствующие параметрам распределений погрешностей измерений с помощью различных средств измерений, наиболее плотно группируются вблизи линии 5-8, для описания которой одновременно пригодны модели трапеции (8-12), распределения класса Шапо, то есть композиции равномерного с нормальным (5-8) и другими экспоненциальными распределениями (правая часть кривой 9), кругловершинные двухмодальные распределения (верх 10). При необходимости одна модель может быть вполне заменена другой моделью распределения.
Таким образом, для большинства погрешностей можно принять равномерное распределение вероятности погрешности.
Основная погрешность датчика нормирована по паспорту максимальным значением уд = 3%. Это приведенная погрешность при сигнале датчика, соответствующим давлению 1 МПа и есть среднеквадратичное отклонение (СКО), т.е. ад = 3%, и тогда для равномерного распределения энтропийный коэффициент К = 1,73, контрэксцесс х = 0,745, эксцесс є = 1,8. Эта погрешность аддитивна.
Погрешность дрейфа тарировочного диапазона удтд = 1,5% определена при градуировках в экспериментальной серии. Эта погрешность носит случайный характер, однако подсчет числа серий заме ров, в которых эта погрешность проявилась, дает оценку 7 из 65, т.е. 1-17/65 = 0,9 случаев не выходит за эти границы. По таблице нормального распределения находим, что вероятность Р=0,9 соответствует границе ± 1,64-сг, отсюда искомая адта-1,5/1,64 = 0,91%о, а параметры закона распределения К = 2,066, % = 0,577, є =3. Эта погрешность также аддитивна.
Погрешность от различной чувствительности к входным сигналам различной полярности у± = 0,2%. При законе равномерного распределения К = 1,73, % = 0,745, є = 1,8.
Эта погрешность также аддитивна.
Погрешность от колебания напряжения в сети у СЕТЬ на ± 10% в СКО о= 0,05%. Для треугольного распределения погрешности, что типично для случая отключения питающего напряжения, параметры распределения К = 2,02, =0,65, s = 2,4. Погрешность аддитивна.
Остальные погрешности канала «датчик - регистратор» такие как изменение длины измерительных кабелей, наводки на измерительные цепи (все провода экранированы и заземлены) по предварительным оценкам и статистическим данным вследствие их малости (а 0,02) не учитываются.
Погрешность определения давления будет складываться из:
- погрешности тарировочного графика у- ;
- погрешности считывания с тарировочного графика устг. Погрешность тарировочного графика будет складываться из погрешности датчика, измерительного канала и погрешности тарировочного манометра упрПогрешность считывания с тарировочного графика, так же как и с рабочих графиков устг = 1% и егстг =1 % .
Отметим, что погрешности считывания являются мультипликативными, если говорить о пределе измерений давления в 0,1 МПа, то у = 10% вместо 1% для 1 МПа, что придется оговаривать.
Анализ газовых криогенных машин на базе роторно-лопастного компрессора
Такие достоинства роторно-лопастного компрессора как многокамерность и возможность частотой привода регулировать его производительность, требуют более подробной проработки и анализа возможных вариантов конструктивно-компоновочного исполнения детандерных полостей газовых криогенных машин с компрессорной частью на основе РЛК.
При этом необходимо учитывать необходимость захолаживания фотоприемного устройства ИК-излучения на различные температурные уровни (см. рис. 1.1), тоесть предлагается использовать несколько детандерных полостей, работающих от одного роторно-лопастного компрессора. Это также будет способствовать достижению более низких температур на холодном конце гильзы, состыкованной с фоточувствительными элементами фотоприемного устройства.
Расширительные части ГКМ располагаются отдельно от компрессора (по аналогии со Сплит-Стирлингом). Привод вытеснительных поршней осуществляется от автономных электродвигателей, которые работают синфазно с соответствующими компрессорными полостями, а сдвиг фаз осуществляется системой управления. Следует отметить, что мощность этих приводов незначительна, она определяется только гидравлическим сопротивлением регенератора и трением в механизме преобразования движения, так как работу сжатия или расширения вытеснители не воспринимают.
Первый вариант расширительной части ГКМ представляет собой два независимых поршневых детандера с выносными регенераторами (схема 1 на рис. 4.13). Нижняя детандерная головка подзахолаживает «теплую» зону верхнего детандера, который и вырабатывает холод для фоточувствительного элемента.
Во второй схеме оппозитно работающие детандеры через регенераторы сообщаются с объединенными в пары полостями РЛК (схема 2 на рис. 4.13). При этом холод, вырабатываемый нижней головкой, тратится и на захолаживание общего механизма привода, поступая к нему по стенкам цилиндра.
Третий вариант характеризуется ступенчатым захолаживанием расширительной части ГКМ. Каждая из рабочих полостей двух поршней-вытеснителей сообщается через регенератор со своей камерой РЛК (схема 3 на рис. 4.13). Как и в предыдущей схеме, нижний цилиндр подзахолаживает теплую зону общего механизма привода для достижения заданной температуры термостатирования на верхнем конце гильзы, состыкованной с ФЧЭ ФП.
В четвертом варианте детандерной части ГКМ применены поршни со встроенным регенератором, при этом в нижнем цилиндре поршень одноступенчатый, а в верхнем цилиндре — двухступенчатый (схема 4 на рис. 4.13), и каждый детандер через регенератор сообщается со своей парой полостей РЛК.
Как и в предыдущих схемах полезный холод для фоточувствительного элемента вырабатывается верхней головкой, а нижняя — обеспечивает захолаживание, например, фонозащитной бленды и теплой зоны общего механизма привода детандеров.
Для анализа эффективности предложенных схем проведем расчет показателей термодинамического цикла.
Роторно-лопастной компрессор, входящий в рассмотренные схемы, имеет исходные геометрические параметры, приведенные в таблице 2.1. Параметры детандерных полостей ГКМ выбирались, исходя их следующих соотношений для рабочих объемов: — = 1,5 для нижнего цилиндра; — = 2 для верхнего цилиндра, холодная головка которого захолаживает фоточувствительный элемент.
Значения «мертвых» объемов, указанных в таблице 4.1, изменялись пропорционально рабочим объемам компрессорных и детандерных полостей. Для четвертой схемы объем верхнего цилиндра делится в пропорции 2/3 на первую ступень и 1/3 на вторую. Температурные уровни для каждой схемы указаны на рис. 4.13. Остальные исходные параметры взяты по таблице 4.1 настоящей работы.
Оценим полученные результаты с применением эксергетического КПД [6]. Это приведенная холодопризводительность, которая показывает минимум энергетических затрат при заданной холодопроизводительности на низшем температурном уровне. Для этого рассчитанные для каждой схемы значения холодопроизводительности и потребляемой мощности умножаются на эксергетическую температурную функцию те и представляются в виде эксергетической функции
Достоинством приведенной холодопризводительности является то, что она обладает свойством аддитивности, то есть ее величины можно складывать на любых температурных уровнях.
Результаты расчетов эксергетических показателей для четырех схем газовых криогенных машин на базе роторно-лопастного компрессора приведены в таблице 4.4 и на рис. 4.14.
Исходя из полученных результатов, следует отметить схему 4, которая имеет наилучшие показатели за счет ступенчатого захолаживания привода детандера и применения двухступенчатого охлаждения в верхней головке расширительной части ГКМ. Эта схема принята в качестве основной для последующих доводочных работ и создания многоуровневой ГКМ на базе роторно-лопастного компрессора.
Для выбранной схемы 4 рассчитаны такие характеристики как зависимость индикаторной холодопроизводительности от среднего давления в цикле холодильной машины (рис. 4.15), а также зависимость эксергетических параметров цикла от среднего давления (рис. 4.16).
Основное преимущество изложенного метода по созданию и отработке макета газовой криогенной машины на базе роторно-лопастного компрессора заключается в том, что он позволяет варьировать составными частями каскадов охлаждения, выбирая ту схему, которая отвечает предъявляемым требованиям в наибольшей степени.
Многокамерный роторно-лопастной компрессор позволяет организовать несколько каскадов или ступеней на различных уровнях охлаждения, вводить в схему участки предварительного захолаживания рабочего тела от других каскадов. В этом смысле роторно-лопастной компрессор обладает большими возможностями для реализации многокаскадных систем криостатирования бортовых систем охлаждения аэрокосмического назначения с различными компоновочными и параметрическими характеристиками.
В таблице 4.5 приведены характеристики известных образцов микрокриогенных систем, которые захолаживают только один температурный уровень Тн. Сравним данные МКС с одноступенчатой роторно-лопастной газовой криогенной машиной (РЛГКМ) (см. рис. 4.2, 4.4).
В таблице 4.5 использованы следующие обозначения: Тн — температура криостатирования на нижнем уровне; (9, — полезная холодопроизводительность ступени МКС на нижнем уровне; Nmv — мощность, потребляемая МКС; m.,,rr —масса МКС.
Для сравнения МКС возьмем РЛГКМ, рассчитанную на температурный уровень 65 К со щелевыми уплотнениями в компрессорной полости толщиной 8 = 20мкм, суммарной массой 21 кг (см. приложение Л).
Такая РЛГКМ имеет следующие расчетные характеристики для пары камер: индикаторная холодопроизводительность Q0 = 46,3Вт, потребляемая мощность Nrm=\5%,6Bm. Каждая пара камер сообщается со своим регенератором (см. рис. 4.4), суммарные потери холодопроизводительности в котором составляют Qp u,=31,8Bm [21]. Теплопритоки по элементам конструкции РЛГКМ (см. приложение Л) составляют, соответственно: С2ШЖ. = 5,&Вт по наружному кожуху, Qaeca = 0,5Вт по внутреннему валу, Q/iiiai=0,lBm по наружному валу [21]. Неучтенные потери индикаторной холодопроизводительности составляют30...35% [11] или Qdim =\5Вт.
При работе РЛГКМ в условиях переменных температурных нагрузок на уровне криостатирования 65 К, изменение (подстройка) полезной холодопроизводительности достигается сменой рабочей частоты привода. В этом случае на графике (см. рис. 4.17) добавляются расчетные точки, полученные для различных частот вала привода РЛГКМ (рис. 4.18).
