Результат интеллектуальной деятельности: СПОСОБ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ГЕРМЕТИЧНОСТИ ИЗОЛИРОВАННОГО ОБЪЕМА СИСТЕМЫ ПОДАЧИ РАБОЧЕГО ТЕЛА С ИСТОЧНИКОМ ПЛАЗМЫ, ПРЕИМУЩЕСТВЕННО В УСЛОВИЯХ ВАКУУМА

Изобретение относится к области испытательной техники, в частности к испытаниям на герметичность систем космических аппаратов (КА), в условиях наземных испытаний и орбитальной эксплуатации, имеющих в своем составе изолируемые последовательно или параллельно соединенные объемы, заполненные рабочим веществом.

Известен способ контроля герметичности отсека КА по скорости изменения давления в отсеке [1], заключающийся в оценке негерметичности систем КА путем измерения или определения скорости уменьшения давления контрольного газа в системах КА по датчикам давления телеметрической системы измерения параметров КА, включающий измерение давления и температуры в контролируемом объеме в начальный момент времени, перепуск газа в течение контрольного времени, с последующим измерением давления и температуры в контролируемом объеме, по измерению давления и температуры определение контрольной скорости изменения давления за контрольное время и контроль герметичности по сравнению контрольной и текущей скорости изменения давления в контролируемом объеме.

Недостатком известного способа является невозможность его применения для контроля герметичности и определения утечек из объемов КА в процессе штатной работы его систем. Процесс контроля необходимо выделять в отдельную полетную операцию, что не всегда удобно, при этом требуется дополнительно иметь на борту КА специальный набор контрольно-измерительного оборудования.

Известен способ определения герметичности изолированного объема космического аппарата в условиях космического полета [2] с использованием средств, входящих функционально в состав систем, применяемый в процессе их штатной эксплуатации. Указанный способ выбирается в качестве прототипа к предлагаемому техническому решению. Способ включает в себя измерение давления и температуры в контролируемом объеме в начальный момент времени, тарированный расход газовой фазы рабочего тела в течение контрольного времени с последующим измерением давления и температуры в изолированном объеме. По измеренным значениям давления и температуры определение контрольной скорости изменения давления за контрольное время. Через фиксированные интервалы времени измерение давления и температуры в изолированном объеме во время перерыва в подаче рабочего тела. Определение на каждом фиксированном интервале времени текущей скорости изменения давления. По сравнению текущей и контрольной скоростей изменения давления определение герметичности изолированного объема. При этом в качестве тарированного расхода газовой фазы рабочего тела используют выход газа из контролируемого объема при штатной работе реактивного двигателя, а за контрольное принимается время штатной работы реактивного двигателя. Далее определяют величину тяги реактивного двигателя по характеризующим ее измеренным параметрам, например, во время Δτ работы реактивного двигателя угловым акселерометром измеряют величину углового ускорения КА ε и, зная плечо силы тяги реактивного двигателя l и момент инерции КА относительно центра масс J, определяют величину тяги [2]

По определенной величине тяги реактивного двигателя определяют фактический расход газа из контролируемого объема

где ω - скорость газа на срезе сопла.

По времени работы и определенной величине тяги реактивного двигателя определяют фактический расход газа из контролируемого объема, далее определяют контрольную скорость изменения давления в контролируемом объеме. По окончании работы реактивного двигателя изолируют контролируемый объем, производят измерение давления и температуры в контролируемом объеме в течение простоя реактивного двигателя через фиксированные промежутки времени. На каждом из указанных промежутков времени определяют текущую скорость изменения давления. По сравнению контрольной и текущей скоростей изменения давления контролируют и определяют степень герметичности контролируемого объема.

Тягу маршевого реактивного двигателя КА определяют по измеренному значению ускорения и "фиксированному" значению массы аппарата. Погрешность в измерениях акселерометра и определении массы аппарата на текущий момент существенно влияют на точность в определении величины тяги.

Определение величины тяги реактивных двигателей ориентации и стабилизации также сопряжено с неточностями, связанными с погрешностью измерения угловой скорости КА, определением плеча силы тяги и моментов инерции аппарата. Таким образом, повысить точность в определении герметичности изолированного объема предлагаемым в прототипе способом по сравнению с определением той же герметичности традиционным способом по измеренным значениям температуры и давления газа, находящегося внутри, довольно сложно.

Основным недостатком способа-прототипа является низкая точность определения вектора тяги и по ней фактического расхода газа из контролируемого объема.

Технический результат во вновь разрабатываемом способе определения герметичности изолированного объема направлен на повышение точности в определении места и величины течи в системе подачи рабочего тела с источником плазмы за счет использования параметров, характеризующих работу указанного источника.

Указанный технический результат достигается тем, что в способе определения герметичности изолированного объема системы подачи рабочего тела с источником плазмы, преимущественно в условиях вакуума, включающем измерение давления и температуры в изолированном объеме в начальный момент времени, тарированный расход газовой фазы рабочего тела в течение контрольного времени с последующим измерением давления и температуры в изолированном объеме, по измеренным давлению и температуре определение контрольной скорости изменения давления за контрольное время, через фиксированные интервалы времени измерение давления и температуры в изолированном объеме во время перерыва в подаче рабочего тела, определение на каждом фиксированном интервале времени текущей скорости изменения давления, по сравнению текущей и контрольной скоростей изменения давления определение герметичности объема, в качестве тарированного расхода газовой фазы рабочего тела используют истечение ионизированного газа из изолированного объема через источник плазмы, и за контрольное время принимают время работы указанного источника плазмы, производят измерение параметров, характеризующих работу источника плазмы, по которым определяют контрольный расход рабочего тела из изолированного объема, и по нему, в свою очередь, определяют контрольную скорость изменения давления, а определение герметичности производят путем сравнения текущей скорости изменения давления, полученной по параметрам, характеризующим работу источника плазмы.

Для объяснения технической сути предлагаемого изобретения в описание введена принципиальная схема контроля герметичности изолируемого объема, который входит в систему подачи рабочего тела для источника плазмы. Для примера выбран стационарный плазменный двигатель (СПД) [3-6].

На чертеже введены следующие условные обозначения:

1 - СПД (выделено пунктирной линией);

2 - блок газораспределения (БГ) (выделен штрихпунктирной линией), расположенный за СПД 1;

3 - изолированный объем (ИО), расположенный за БГ 2;

4 - анод-газораспределитель (AT), расположенный в центральной части СПД 1;

5 - катоды-компенсаторы (КК), расположенные вокруг АГ 4 в составе СПД 1;

6 - магнитная система (МС);

7 - основной коллектор схемы хранения и подачи рабочего тела (ОК СХП), расположенный вверху схемы, связывающий АГ 4 и КК 5 с ИО 3;

8 - резервный коллектор схемы хранения и подачи рабочего тела (РК СХП), расположенный внизу схемы, связывающий АГ 4 и КК 5 с ИО 3;

9 - электроклапаны подачи ксенона в АГ (ЭПК АГ), связывающие АГ 4 с ИО 3;

10 - электроклапаны подачи ксенона в КК (ЭПК КК), связывающие КК 5 с ИО 3;

11 - отсечные клапаны БГ (ОК БГ), расположенные между ЭПК 9, 10 и ИО 3;

12 - термодроссели БГ (ТБГ), расположенные между ЭПК 9, 10 и ОК БГ 11;

13 - блок автоматики реактивных СПД (БА СПД), расположенный под СПД 1;

14 - датчик давления, связанный с ОИ 3;

15 - датчик температуры, связанный с ОИ 3.

МС 6 связан с блоком автоматики БА 13 и КК 5.

Кроме этого на схеме дополнительно введены обозначения:

е^- - поток электронов;

Хе⁺ - поток ионов рабочего тела (ксенона).

Тонкими линиями показаны электрические связи, жирными - магистрали подачи рабочего тела.

Из известных источников плазмы на борту КА наиболее часто применяется в настоящее время СПД [3-7].

Однако возможно применение источников плазмы и иного назначения, например применение плазменных ускорителей в составе систем защиты пилотируемых космических кораблей [6], технологического назначения и т.д.

СПД относится к классу электрических ракетных двигателей (ЭРД), устанавливаемых на КА [3].

В процессе своей работы ЭРД являются источниками ионизированного газа в виде низкотемпературной плазмы [4, 5], истекающей в вакуум (космический или имитируемый в вакуумной камере). При этом существует зависимость токового эквивалента массового расхода ионизированного газа (массы рабочего тела) через ЭРД. Указанные параметры однозначно характеризуют работу источника плазмы - ЭРД.

В зависимости от способов получения заряженных частиц, конфигурации систем ускорения и других факторов ЭРД можно разделить на различные группы. Одна из них - это электростатические двигатели с магнитным удержанием электронов в плазме. Их также называют плазменными электростатическими двигателями, двигателями с азимутальным дрейфом или холловскими электростатическими двигателями. В свою очередь плазменные электростатические двигатели с замкнутым дрейфом электронов разделяют на две модификации, а именно: с протяженной и короткой зоной ускорения.

Первый тип - с протяженной зоной ускорения известен в технической литературе как СПД.

Второй тип двигателя - с короткой зоной ускорения называют двигателем с анодным слоем (ДАС), поскольку у него ионизация и ускорение происходят в слое вблизи анода.

Все указанные технические устройства являются примерами работающих источников плазмы в условиях вакуума, включая и в космосе.

Для раскрытия сути предлагаемого технического решения рассмотрим более подробно основные рабочие процессы, протекающие в СПД, конструктивная схема которого представлена в [7]. Рассматривать указанные процессы будем также применительно к предлагаемому техническому решению с учетом приведенной принципиальной схемы контроля герметичности, состоящей из трех обобщенных структурных элементов: СПД 1, БГ 2, ИО 3.

Пространство, в котором происходит магнитное удержание электронов, имеет конфигурацию коаксиальной полости. На одном торце коаксиального канала расположен АГ 4, сквозь который рабочее тело подается в канал. С наружного конца двигателя (вне потока ускоренной плазмы) расположен КК 5, обычно парный. Между катодом и анодом приложено продольное электрическое поле. В канале с помощью МС 6 создано радиальное магнитное поле. Электроны, выходя из КК 5, двигаясь к АГ 4, попадают в радиальное магнитное поле, где меняют направление своего движения и дрейфуют в основном по азимуту внутри коаксиального канала, создавая замкнутый холловский ток. В процессе дрейфа за счет различного рода колебаний растет температура электронов, которые, сталкиваясь с атомами рабочего тела (ксенона), идущими от анода, ионизируют их и теряют при этом свою энергию.

В направлении к АГ 4 растет концентрация электронов, а так как ионы от анода ускоряются, их концентрация падает. Движение электронов к аноду АГ 4 затруднено вследствие наличия радиального магнитного поля. Электроны между столкновениями свободно движутся в азимутальном направлении вдоль поверхностей, близких к поверхностям, образованным силовыми линиями магнитного поля. Таким образом, пренебрегая влиянием тепловой энергии электронов и волновыми (колебательными) процессами в плазме, можно считать, что силовые линии магнитного поля формируют эквипотенциали электрического поля в канале ускорителя [5].

Образовавшиеся в разных местах канала ионы под воздействием электрического поля ускоряются и в основном вылетают наружу, создавая тягу СПД [8].

В АГ 4 рабочее тело попадает из коллекторов системы хранения и подачи ОК СХП 7, РК СХП 8 при открытых электроклапанах ЭПК АГ 9, а в КК 5 - при открытых клапанах ЭПК КК 10. При этом предварительно открываются ОК БГ 11. Циклограмма открытия указанных клапанов реализуется при помощи БА СПД 13 по указанным на схеме электрическим связям. Регулирование подачи рабочего тела осуществляется термодросселем ТБГ 12.

Термодроссель ТБГ 12 представляет собой регулятор расхода, принцип работы которого основан на изменении вязкости газа при его нагреве или охлаждении. По командам из БА СПД 13 расход регулируется таким образом, чтобы ток разряда между анодом и катодом поддерживался на постоянном уровне, I_p=const.

Типичная вольтамперная характеристика двигателя с анодным дрейфом представлена в [3]. При увеличении разрядного напряжения до некоторого значения U_p ток достигает максимальной величины, после чего практически перестает расти. В режиме насыщения ионный ток I_i практически равен выраженному в амперах расходу рабочего вещества I_m. Это означает, что коэффициент использования массы рабочего вещества в оптимальном режиме работы стационарного плазменного двигателя близок к единице. На данных режимах можно получить практически постоянное отношение I_i/I_p. При этом достижимы значения I_i/I_р≥0,8 и I_р/I_m≥1,2(1,4) [4]; здесь I_m - расход, выраженный в токовых единицах.

Иными словами существует взаимно однозначное соответствие между разрядным током (или соответствующим ему током анода, определяемым по телеметрии I_A), ионным током и расходом рабочего тела

где k - коэффициент расхода массы рабочего тела в токовых единицах (мг/с)/А.

Кроме того, вследствие существования участка насыщения вольтамперной характеристики двигателя [3] колебания напряжения в окрестностях рабочей точки не влияют на разрядный ток, а следовательно, и на I_i и I_m.

По данным, представленным в [7], для СПД Р-60 при разрядном напряжении в 160 В и токе разряда 2,5 А, расход ксенона (Хе) составил 2,5 мг/с. Таким образом коэффициент k в выражении (3) имел значение 1.

При условии ряда допущений: заряд иона e⁺ по абсолютному значению равен заряду электрона е^-, разрядный ток I_р равен ионному току I_i, ионизация охватывает 100% массы m рабочего вещества, - справедлив ряд зависимостей, связывающих в итоге ионный ток I_i с массовым расходом рабочего вещества ,

где - изменение объемного заряда ионов за время dτ,

n - концентрация частиц рабочего вещества;

m_i - масса иона.

Конкретные характеристики, уточняющие полученную зависимость с учетом достоверности принятых допущений, берутся из экспериментальных значений, снимаемых для двигателей предварительно на этапе изготовления.

Определение герметичности изолированного объема в системе подачи рабочего тела производится в процессе эксплуатации КА параллельно с выполнением основных функций испытуемой системы - объединенной двигательной установки (ОДУ) КА, в состав которой входит ИО 3. В качестве пробного газа используется рабочее тело, например газообразный ксенон (Хе) высокой чистоты, в качестве контрольной течи используется управляемый дроссельный элемент системы ОДУ КА, например стационарный плазменный двигатель СПД 1 (см. схему) Р-60 (см. [7]), давление измеряют датчиками типа МД-6С, МД-40С, температуру - датчиками типа ТП-018 (ТМ-168) [2].

Способ контроля герметичности изолированных участков систем КА (ОДУ КА), заполненных рабочим веществом, применяющимся для выполнения основных функций системы на этапе эксплуатации, осуществляется следующим образом.

Проводят измерение давления P₁ и температуры T₁ в контролируемом объеме V (ИО 3) в начальный момент времени, затем перепуск газа в течение контрольного времени Δτ_к, с последующим измерением давления Р_2к и температуры Т_2к в ИО 3. В качестве перепуска газа используют выход газа из изолированного объема при штатной работе СПД и за контрольное время принимают время его штатной работы. Производят измерение величины тока разряда I_i реактивного стационарно-плазменного двигателя, по которой, с учетом заранее снятой экспериментальной зависимости расхода топлива от тока разряда [3, 5, 7], определяют фактический массовый расход газа из контролируемого объема G_к=G_m:

По измерению давления и температуры проводят определение контрольной скорости изменения давления за контрольное время

где γ(μ, V, Т) - коэффициент, зависящий от молярной массы μ и температуры Т газа в контролируемом объеме V. По окончании работы реактивного двигателя изолируют участок магистрали ОДУ КА, герметичность которого контролируют, посредством управляемых отсечных клапанов ОК БГ 11.

Измерение давления и температуры в контролируемом участке магистрали в течение простоя СПД 1 проводят через фиксированные промежутки времени, на каждом из которых определяют текущую скорость изменения давления. По сравнению контрольного и текущего расхода рабочего тела и соответствующей ему скорости изменения давления контролируют и определяют степень негерметичности контролируемого участка магистрали.

Техническим заданием в объеме V_i допускается негерметичность не более q_imax, то есть условие герметичности определяется выполнением условия

где q_i - значение текущей негерметичности контролируемого объема.

За время наблюдения Δτ

а давление в контролируемом объеме V_i

При изменении температуры от T₁ до Т₂ величина конечного давления может измениться в β(Т₁, T₂) раз:

где В(Т) - вириальный коэффициент в уравнении состояния рабочего тела, что, в свою очередь, изменит допустимый перепад давлений ΔР_imax в конце интервала наблюдений Δτ

Преобразовав (12) с использованием (8)-(11), получим максимально допустимый перепад давлений ΔР_imax в конце интервала наблюдений Δτ при изменении температуры от T₁ до Т₂

С другой стороны величина допустимой негерметичности определяется через массовый расход G_imax рабочего тела, находящегося в объеме V_i при давлении P_i и плотности ρ_i

В объеме V_i, например для ИО 3, при контрольном перепаде давлений ΔP_ki, фиксируемом при помощи датчиков 14, при изменении температуры газа от T_1k до T_2k, фиксируемом при помощи датчиков 15 за время Δτ_k работы СПД 1, величина контрольной негерметичности через контрольную течь определяется по выражению

Тогда контрольный перепад давлений за время Δτ_k составит

С другой стороны величина контрольной течи определяется через контрольный массовый расход G_ik рабочего тела, находящегося в объеме V_i при давлении Р_ik и плотности ρ_ik

откуда с учетом (5) получим

В результате изменения давления ΔР_i в объеме V_i за время Δτ_I при постоянной температуре T₁ отношение величин текущей и контрольной течи

откуда с учетом (18) величина негерметичности определяется

а подтверждение герметичности по условию (7) с учетом (14-20) осуществляется по выполнению условия

Поправка к расчетным параметрам на изменение температуры рабочего тела от Т₁ до Т₂ в процессе штатной работы осуществляется с учетом коэффициента β(T₁, T₂).

Рассмотрим пример определения герметичности изолированного объема для ОДУ КА "Ямал".

По данным телеметрических измерений для СПД М-70 при разрядном напряжении в 300 В и токе разряда 2,23±0,02 А коэффициент пропорциональности k=1,21 мг/(с·А). За время работы СПД на маневре (Δτ_к=0,75 час) падение давления составило ΔP_к=1,01 кгс/см², а за время перерыва в работе СПД (Δτ_i=36 час) падение давления составило ΔР_i=0,2 кгс/см² при постоянной температуре T₁=288 К.

При максимально допустимом массовом расходе для выделенного объема G_imax=0,012 мг/с и выполнении условия (7) с учетом (21)

выделенный объем считаем герметичным.

При одинаковых значениях измеряемой величины G_i уменьшение относительной погрешности ее определения по току ε_Gi(I_i) по сравнению с относительной погрешностью ее определения по тяге ε_Gi(R) [2] определится соотношением

где ε_R, ε_ω, ε_I - относительные погрешности R, ω из (2), и I_i из (4).

Так для транспортных пилотируемых и грузовых кораблей при достаточно точном (0,05...0,07%) знании их исходной массы на момент старта и в процессе автономного полета точность тарировки тяги их маршевых двигателей составляла ˜10% [9]. При этом значение тяги в процессе работы двигателя колеблется и существенно зависит от давления в "газовой подушке" после наддува баков окислителя и горючего двигательной установки вытеснительным газом (гелием).

В случае определения величины тяги реактивных двигателей ориентации и стабилизации, связанного с погрешностью измерения угловой скорости КА, определением плеча силы тяги и моментов инерции аппарата, точность определения величины тяги составляет около 3% от ее номинальной величины, что сопоставимо с точностью измерения физических величин датчиками температуры и давления [9]. Подставив значения соответствующих величин, получим уменьшение погрешности в

ε_Gi(R)/ε_Gi(I_i)=(0,03+0,01)/(0,009)=4,4 (раза).

При использовании предложенного способа осуществляется возможность снижения примерно в 4,4 раза погрешности определения величины негерметичности заполненных рабочим телом изолированных объемов ОДУ КА. В результате повышается надежность работы указанной системы, позволяющая продлить срок эксплуатации КА за счет использования резервных магистралей в случае негерметичности основных и сохранении при этом запасов рабочего тела.

Литература

1. Серябряков В.Н. Основы проектирования систем жизнеобеспечения экипажа космических летательных аппаратов. - М.: Машиностроение, 1983. - 160 с.

2. Ковтун B.C., Калинкин Д.А. Способ определения герметичности изолированного объема КА в условиях космического полета. Патент РФ №2213943, G 01 М 3/00, 38/02, 3/08, 2001 г.

3. Гришин С.Д., Лесков Л.В. Электрические ракетные двигатели космических аппаратов. - М.: Машиностроение, 1989. - 216 с.

4. Энциклопедия низкотемпературной плазмы / Под ред. В.Е.Фортова. М.: Наука. 2002. Вводный том. Кн.IV.

5. Морозов А.И. Разработка идеологии стационарных плазменных двигателей // Физика плазмы. 2003. Том 29, №3 стр.261-276.

6. Гришин С.Д., Козлов Н.П. Применение плазменных ускорителей в технике // Сб. "Плазменные ускорители" под ред. Л.А.Арцимовича. - М.: Машиностроение. - 1972, с.15-24.

7. Козубский К.Н., Мурашко В.М., Рылов Ю.П., Трифонов Ю.В., Ходненко В.П., Ким В., Попов Г.А., Обухов В.А. СПД работают в космосе // Физика плазмы, 2003, Том 29, №3, стр.277-292.

8. Квасников Л.А., Латышев Л.А., Севрук Д.Д., Тихонов В.Б. Теория и расчет энергосиловых установок космических летательных аппаратов. - М.: Машиностроение. 1984. - 332 с.

9. Патент РФ №2098326, В 64 G 1/26, 1996 г.