Онлайн библиотека PLAM.RU




  • 1.1. Ракета-носитель Saturn V
  • Теплоизоляция водородного бака второй ступени
  • Приборный отсек ракеты-носителя Saturn V
  • 1.2. Последовательность операций при старте Saturn V и выводе корабля Apollo на траекторию полета к Луне
  • Сборка и проверка в сборочном цехе
  • На стартовой позиции
  • Предстартовый отсчет времени и стартовые операции
  • 1.3. Оптимизация характеристик ракеты-носителя Saturn V
  • Уменьшение неиспользуемых остатков топлива
  • Заправка излишка горючего с целью максимизации полезной нагрузки
  • Система опорожнения баков
  • Уменьшение потерь скорости
  • Вычисление потерь
  • Программное изменение соотношения компонентов топлива
  • Полет с постоянным углом наклона траектории
  • Связи между приращениями скорости и полезной нагрузки
  • Полет с переменным углом наклона траектории
  • Уменьшение потерь во время полета первой ступени
  • Уточнение статистических оценок характеристик ракеты
  • 1.4. Космический корабль Apollo
  • Командный и служебный отсеки
  • Система жизнеобеспечения экипажа корабля Apollo
  • Система аварийного спасения фирмы North American Rockwell (США)
  • Усовершенствование корабля Apollo
  • Лунный корабль
  • 1.5. Двигательные установки корабля Apollo
  • 1.6. Космические летные испытания двигательных установок корабля Apollo
  • Apollo-10. Двигательная установка посадочной ступени.
  • Двигательная установка взлетной ступени
  • Apollo-11. Двигательная установка посадочной ступени
  • Двигательная установка взлетной ступени
  • Литература
  • Глава I

    Конструкция и характеристики Saturn V Apollo

    1.1. Ракета-носитель Saturn V

    Самая мощная в США ракета-носитель Saturn V вместе с космическим кораблем Apollo имеет высоту 110 м и номинальный вес ~2750 т (рис. 11.1 см. вкладку в конце книги).

    Основные данные ракеты-носителя Saturn V. Заказчик Национальный комитет по авиации и астронавтике (NASA) США.

    Проект NASA, Центр космических полетов им. Маршалла.
    Первая ступень (S-IC)
    Вторая ступень (S-II)
    Третья ступень (S-IVB)

    Ступень S-IC ракеты-носителя Saturn V изготовлялась на заводе фирмы Boeing, специальное оборудование (трубопроводы, клапаны, переключатели, бортовая аппаратура, изоляция) поставлялись различными предприятиями США. Сборка серийных ступеней производилась на заводе Michoud.

    Длина S-IC 42,5 м, диаметр 10,1 м, вес без топлива 135 т, с топливом 2145 г (рис. 11.2).

    Двигательный отсек состоит из силовой конструкции,теплозащиты и стабилизаторов. Силовая конструкция воспринимает сосредоточенные усилия от пяти двигателей и передает их в виде равномерно распределенной нагрузки на нижний стык топливного отсека. Один двигатель укреплен неподвижно в центре отсека на двух пересекающихся балках, 4 периферийных внешних двигателя укреплены в кардановых подвесках, которые расположены по окружности отсека под углом 90° один к другому.

    Сосредоточенные нагрузки от стартовых стоек передаются через подкрепленную оболочку, устойчивость которой обеспечивается внутренними шпангоутами. Чтобы обеспечить необходимое распределение напряжений и минимизировать вес, толщина оболочки меняется от 16 до 5 мм в продольном и окружном направлениях. Конструкция отсека сделана из алюминиевого сплава 7075 (кроме штампованных деталей, которые изготовляются из сплава 7079).

    Рис. 11.2. Первая ступень S-IC

    Количество тепла, выделяемое двигателями F-1, составляет 9760 ккал/м? (80% тепла передается излучением от пламени) . Поэтому конструкция и оборудование в донной части ступени закрыты керамической теплоизоляцией М-31, которая состоит из волокнистого титана с высоким коэффициентом отражения, асбестового волокна и связующего вещества (коллоидная двуокись кремния).

    Изоляция работает при уровне шума 164 дб и удельном тепловом потоке 65 ккал/м?сек.

    Обтекатели защищают периферийные двигатели от аэродинамических нагрузок и тем самым снижают усилия, необходимые для их поворота.

    Конструкция обтекателей состоит из шпангоутов, лонжеронов и подкрепленной обшивки.

    Хвостовая часть обтекателей сделана из титана и нержавеющей стали, так как расчетная температура в этой зоне равна 650°C. Остальная часть конструкции сделана из алюминиевого сплава.

    Четыре трапецевидных стабилизатора ступени обеспечивают устойчивость ракеты-носителя при максимальном скоростном напоре и имеют площадь 7 м? каждый. Конструкция состоит из лонжеронов и нервюр, отстоящих на 25 см друг от друга, и обшивки. Материал обшивки титан 6А1-4V (температура задней и передней кромок стабилизатора 1093 и 400…480°C соответственно).

    Топливный отсек состоит из баков горючего и окислителя длиной 13,1 и 19,5 м объемом 835 и 1340 м? соответственно. Оба бака имеют цельносварную конструкцию, выполненную из алюминиевого сплава 2219. Эллипсоидные днища баков сварены из восьми трапецевидных и восьми треугольных сегментов.

    Стенки баков состоят из панелей с продольными ребрами жесткости таврового сечения.

    Ребра расположены на внутренней стороне панелей и получены фрезерованием из плиты толщиной 5 см. Днища и стенки баков с обшивкой межбаковых отсеков соединяются через шпангоут V-образного сечения размером 13х69 см.

    При проектировании баков коэффициент безопасности. принимался равным 1,4, и расчет прочности велся на 140% максимально возможной нагрузки. Испытание баков проводилось на давление 105% от максимального расчетного. Баки работают при циклических нагрузках, материал всегда имеет не обнаруженные риски, трещины и другие дефекты, рост которых при циклических напряжениях приводит к разрушению конструкции. Поэтому проводилась оценка допустимых дефектов при контроле качества продукции.

    Для демпфирования колебаний топлива на цилиндрической части баков приварены шпангоуты закрытого профиля с размерами поперечного сечения 75х100 см, а на нижнем днище установлены крестообразные перегородки. Шпангоуты и перегородки одновременно подкрепляют оболочки баков. Они сделаны из алюминиевого сплава 7079-Т6 и 7075-Т6.

    Гелий, необходимый для наддува бака горючего, хранится в четырех баллонах объемом 0,88 м? при давлении 210 ат. Баллоны сделаны из алюминиевого сплава 2219 и крепятся к шпангоутам внутри бака окислителя.

    Все 5 трубопроводов окислителя проходят через бак горючего и помещаются в герметичных трубах диаметром 64 см и длиной 12,2 м, подкрепленных шпангоутами. Материал труб – алюминиевый сплав 2219. К верхнему днищу каждая труба крепится через сильфон.

    Внутри герметичных труб (туннелей) проходят трубопроводы окислителя диаметром 0,43 м.

    Трубопроводы крепятся к днищу бака окислителя и к кронштейнам двигательного отсека. Трубопроводы имеют универсальные герметичные шарниры и специальные узлы – температурные компенсаторы, – которые допускают повороты работающих двигателей, температурные деформации конструкции и юстировку двигателей.

    Топливо подается к двигателям по трубопроводам диаметром 0,3 м.

    До старта бак окислителя наддувается гелием, после запуска – газообразным кислородом, который отбирается от магистрали окислителя высокого давления и пропускается через теплообменники двигателей.

    Газообразный кислород поступает в бак через редукционный клапан. Бак горючего наддувается гелием. Охлажденный гелий нагревается в теплообменнике двигателей и поступает в бак горючего. Баки оборудованы клапанами для сброса давления и дренажными клапанами.

    Межбаковый отсек – негерметическая полумонококовая конструкция – выполнен в виде цилиндрической оболочки, состоящей из 18 гофрированных панелей, подкрепленных пятью разъемными круговыми шпангоутами с двутавровым поперечным сечением, Расстояние между шпангоутами 1,25 м. Материал оболочки – сплав 7075.

    Полумонококовая конструкция верхнего переходника состоит из подкрепленных панелей и трех шпангоутов. Для уменьшения эллиптичности обвода в полете и при наземной эксплуатации верхней стыковой шпангоут имеет усиленную конструкцию, и момент инерции его поперечного сечения равен 1930 см4. Внутри переходника располагается бортовая аппаратура первой ступени. Для устранения несоосности при стыковке ступеней S-IC и S-II на наружной стороне переходника устанавливаются центровочные фиттинги, а на S-II – направляющие шпильки с заходным конусом. Фиттинги снимаются после установки 216 болтов, диаметром 12мм.

    Сложность конструкции такой сравнительно простой компоновочной схемы объясняется большими размерами ракеты-носителя, высоким удельным расходом компонентов, высокими акустическими и вибрационными нагрузками, создаваемыми двигателями, высокими требованиями к надежности и сравнительно низким весовым коэффициентам конструкции. При увеличении веса S-IC на 5,9 кг вес полезной нагрузки уменьшается на 0,64 кг.

    Ступень S-IC имеет 5 быстроразъемных соединений (отрывных плат). На передней плате располагаются отрывные разъемы кабельной сети системы телеметрии, трубопроводов кондиционирования воздуха и вспомогательной пневмомагистрали. На плате межбакового отсека крепятся разъемы главных трубопроводов окислителя. Три нижние платы несут разъемы магистрали горючего, дренажной магистрали окислителя, трубопроводов различных наземных систем. Передняя и межбаковая платы расстыковываются и убираются до включения двигателей F-1. Три нижние платы отрываются при старте ракеты-носителя.

    Система управления S-IC включает в себя систему управления вектором тяги, систему гидропривода и регулирующую аппаратуру. Восемь рулевых машинок отклоняют двигатели в двух плоскостях со скоростью 5 град/сек.

    Рабочей жидкостью гидравлической системы является горючее RP-1, отбираемое из трубопроводов горючего высокого давления. После выключения двигателей F-1 включаются 8 тормозных РДТТ, расположенных под обтекателями главных двигателей. Тяга каждого тормозного РДТТ 39 т время работы 0,66 сек

    Отделение первой ступени происходит на высоте 65 км при скорости 2,38 км/сек.

    ЖРД F-1 фирмы North American Rockwell, Rocketdyne (США). Это самый большой и самый мощный ЖРД в США. Двигатель состоит из головки камеры сгорания, имеющей 2600 форсунок окислителя и 3700 форсунок горючего, отъемной сопловой приставки одного ТНА с прямым приводом, одного газогенератора, одного управляющего клапана для жидкого кислорода и горючего, одного управляющего клапана для пуска и останова. Кроме того, имеются агрегаты управления, клапан генератора, клапан воспламенительного устройства, устройство, подающее самовоспламеняющиеся компоненты топлива для зажигания смеси в основной камере сгорания, и пиротехнический воспламенитель для зажигания топлива в газогенераторе и зажигания выхлопных газов (рис. 11.3а, 11.3б).

    Рис. 11.3 (а). ЖРД F-1

    Последовательность операций во время запуска и останова ЖРД регулируется клапанами, срабатывающими от нарастающего давления компонентов топлива.

    ЖРД F-1 снаружи окружен теплозащитой, предохраняющей его от нагрева внешним потоком воздуха в полете по траектории.

    Программой дальнейших усовершенствований двигателя предусматривалось получение 2-режимной характеристики.

    Для увеличения полетной нагрузки ракеты-носителя двигатель форсируется до 715 т с последующим переходом в полете на номинальный режим на 80-й сек для снижения перегрузок. Такой двигатель может обеспечить увеличение полезной нагрузки на 900 кг.

    Рис. 11.3 (б). Схема ЖРД F-1:

    1 – насос жидкого кислорода; 2 – насос горючего; 3 – контролирующий клапан; 4 – четырехходовой соленоидный клапан; 5 – жидкий кислород; 6 – воспламенитель; 7 – сопло; 8 – камера сгорания; 9 – форсуночная головка; 10 – патрон с самовоспламеняющейся жидкостью; 11 – теплообменник; 12 – турбина; 13 – газогенератор; 14 – клапан продувки; 15 – клапан управления

    Основные технические характеристики ЖРД F-1.

    СТУПЕНЬ S-II фирмы North American Rockwell (США) имеет длину 25 м, диаметр 10,1 м, вес без топлива 37,6 т, с топливом 458,7 т (рис. 11.4). S-II состоит из верхнего переходника, топливных баков, двигательного отсека с пятью ЖРД J-2, нижнего переходника между первой ступенью S-I С и второй ступенью S-II.

    Верхний переходник (полумонококовая клепаная конструкция длиной 3,5 м) сделан из алюминиевого сплава 7075-Т6. Обшивка переходника подкреплена стрингерным набором. На нем установлено 4 РДТТ, которые запускаются после отделения ступени S-IVB и тормозят ступень S-II.

    Топливный отсек включает в себя бак жидкого кислорода объемом 370 м? и бак жидкого водорода объемом 1100 м?. Верхнее днище водородного бака сделано из 12 лепестковых секций. Стенки цилиндрической части бака сварены из шести цилиндрических колец, которые в свою очередь состоят из четырех панелей.

    Днище и стенки бака покрыты теплоизоляцией, сокращающей потери водорода на испарение на стартовой позиции и в полете до 6% в 1 ч и уменьшающей температурные напряжения в оболочке бака. Все это в целом экономит 1,4 т веса ступени. Теплоизоляция состоит из фенольных сот с пенистым заполнителем, покрывается слоем найлона и тадларовой пленки и приклеивается к стенкам бака. Толщина теплоизоляции стенок 40 мм, верхнего днища 12 мм.

    Баки – водородный и кислородный – имеют смежное днище (перегородку). Применение общего днища позволило сэкономить 4,9 т веса по сравнению с вариантом с индивидуальными днищами. Смежное днище состоит из двух оболочек, пространство между которыми заполнено теплоизоляцией: вакуумированные соты из фенольного пластика с пенопластовым заполнителем, покрытые слоем найлона и тадларовой пленкой.

    Кислородный бак крепится к стыковочному кольцу 600 болтами. Нижний переходник монококовой конструкции с внутренними несущими кольцами и вертикальными стрингерами обеспечивает жесткое соединение ступеней S-IC и S-II. Восемь РДТТ установлены вокруг наружной поверхности переходника и запускаются после отделения первой ступени, чтобы осадить топливо в баках ступени S-II перед запуском ЖРД J-2. Через 30 сек после запуска ЖРД J-2 переходник сбрасывается пиротолкателями.

    Рис. 11.4. Вторая ступень S-II

    Рис. 11.5. Третья ступень S-IVB

    Двигательный отсек сваривается из четырех панелей и имеет крестовину для монтажа пяти ЖРД J-2. Четыре поворачивающихся двигателя устанавливаются по периферии отсека, один неподвижный двигатель крепится в центре. Теплозащитный экран (сотовая конструкция, пропитанная теплостойкой фенольной смолой) защищает донную часть ступени от нагрева при работе двигателей J-2 и крепится внутри нижнего переходника и вокруг камер двигателя. Баки сделаны из алюминиевого сплава 2014-Т6, переходники и двигательный отсек из алюминиевого сплава 7075-Т6.

    Теплоизоляция водородного бака второй ступени

    Жидкий водород, используемый в качестве горючего во второй ступени, имеет температуру кипения -253°С (20°К); для уменьшения подвода тепла к нему наружная стенка бака покрыта теплоизоляцией слоистой конструкции.

    Низкая температура силовой конструкции бака позволила повысить допустимые напряжения и получившийся выигрыш в весе скомпенсировал значительную часть веса теплоизоляции.

    Учитывалась возможность проникновения воздуха в теплоизоляцию и при его фракционном сжижении образование значительного количества конденсированного кислорода. Теплоизоляционные материалы являются органическими соединениями и чувствительны к контакту с жидким кислородом.

    Во избежание проникновения воздуха теплоизоляция снаружи покрывается герметизирующей пленкой, а внутри продувается гелием. Однако, продувка гелием увеличивает коэффициент теплопередачи и ухудшает ее свойства.

    Теплоизоляция рассчитана так, чтобы в процессе взлета и разгона ракеты поглощаемое водородом количество тепла было меньше 45 400 ккал. Толщина теплоизоляции с учетом влияния на коэффициент теплопередачи продувки гелием была принята равной 40,6 мм.

    Теплоизоляция сотовой конструкции из стеклопластика с полиуретановым наполнителем. Слоистая оболочка из найлона, пропитанного фенольной смолой, предохраняет пенопластовую изоляцию от действия высокой температуры, достигающей 185°C на наружной поверхности бака. Теплоизоляция сверху покрыта герметизирующей тадларовой пленкой.

    Из-за высокой пожароопасности, возникающей при применении жидкого водорода, было принято, что все теплоизолирующие материалы должны обладать свойством самопотухания при поджигании в атмосфере.

    В процессе испытаний различных образцов теплоизоляции было установлено, что любые значения концентрации жидкого кислорода, превышающие 20%, являются опасными. Поэтому продувка теплоизоляции гелием является необходимой.

    Экспериментально полученный коэффициент теплопроводности теплоизоляции толщиной 40,6 мм с продувкой гелием равен 0,093 ккал/м·ч·град. Для вакуумируемой теплоизоляции коэффициент теплопроводности меньше 0,0248 ккал/м·ч·град.

    В топливную систему, кроме трубопроводов и арматуры, входят перегородки для демпфирования колебаний топлива, устройства, препятствующие воронкообразованию на входе в трубопровод, датчики расхода компонентов. Система позволяет регулировать подачу компонентов в необходимом соотношении. Для наддува водородного бака используется газообразный водород, отбираемый из трубопровода J-2. Кислородный бак наддувается газообразным кислородом, поступающим от магистрали жидкого кислорода через теплообменник.

    Двигатели второй ступени включаются, когда расстояние между ступенями S-IC и S-II увеличится до 2…3 м. Это повышает надежность разделения и исключает необходимость делать дополнительную тепловую защиту на S-II.

    Система управления полетом S-II начинает функционировать после отделения S-IC и получает команды от аппаратуры приборного отсека. В нее входит система управления вектором тяти, отклоняющая 4 периферийных двигателя на ±7°. Эти двигатели укреплены на кардановых подвесках и отклоняются двумя сервоприводами, имеющими автономные турбонасосные системы. Отклонения ЖРД обеспечивают управление ракетой по всем каналам.

    Ступень S-IVB фирмы McDonnell Douglas Astronaut (США) предназначена для завершения вывода корабля Apollo на геоцентрическую орбиту и последующего перевода на траекторию полета к Луне. Длина ступени 17,8 м, диаметр 6,61 м, ступень снабжена одним ЖРД J-2, закрепленным в кардановом подвесе, вес топлива 104,5 т, соотношение окислителя и горючего 5 : 1 (рис. 11.5).

    S-IVB состоит из верхнего и нижнего переходников, отсека топливных баков и двигательной установки. Цилиндрическая часть топливного отсека изготовляется из семи сегментов размером 610 x 305 х 1,9 см, внутренняя поверхность которых подвергается химическому фрезерованию для получения конструкции вафельного типа с размером клетки 23 x 23 см. Сферические днища баков свариваются из девяти штампованных и фрезерованных сегментов. Водородный и кислородный баки имеют общее днище, конструкция которого аналогична общему днищу баков второй ступени. Толщина приклеиваемой полиуретановым клеем стеклопластиковой сотовой теплоизоляции 12…25 мм.

    Материал баков алюминиевый сплав 2914-Т6. После сборки водородный бак проходит гидравлические контрольные испытания и покрывается внутренней теплоизоляцией.

    Силовая установка S-IVB имеет системы прокачки компонентов, которая обеспечивает охлаждение магистральных агрегатов (насосы, клапаны, трубопроводы) перед включением двигателя. Охлаждение ведется жидким водородом и кислородом, которые циркуляционными насосами подаются из баков в коммуникации двигателя, охлаждают их, проходят через открытый в это время перепускной клапан и поступают снова в баки (рис. 11.6.).

    Расчетная производительность циркуляционного водородного насоса 510 л/мин при 0,39 ат и кислородного насоса 118 л/мин при 1,8 ат. Продолжительность работы системы 5 мин.

    Для наддува бака окислителя используют гелий, который хранится в восьми титановых баллонах под давлением 210 ат. Баллоны расположены в водородном баке. Гелий редуцируется до 28 ат и нагревается в теплообменнике ЖРД J-2. Давление в баке регулируется реле давления и поддерживается в пределах 2,6…2,8 ат. Бак горючего до старта наддувается гелием, а во время работы двигателя – газообразным водородом, который отбирается на выходе из рубашки ЖРД J-2. В баке поддерживается давление наддува 1,9…2,2 ат.

    Рис. 11.6. Схема топливной системы ЖРД J-2 (а) и охлаждение двигателя перед запуском (б): 1 – главный кислородный клапан; 2 – расходомер; 3 – ТНА окислителя; 4 – предклапан; 5 – насос прокачки (не работает); 6 – кислородный бак; 7 – бак жидкого водорода: 8 – клапан рециркуляции; 9 – отводной клапан; 10 – ТНА горючего; 11 – главный водородный клапан; 12 – насос прокачки (работает).

    Система регулирования подачи топлива имеет датчики уровня топлива, расположенные в баках и связанные с бортовым вычислительным устройством, которое вырабатывает команды для клапана регулирования подачи окислителя. С изменением уровня топлива в баках меняется электрическая емкость датчиков. Система обеспечивает весовое соотношение компонентов окислителя и горючего 5:1.

    Для управления по каналам тангажа и курса ЖРД, укрепленный на кардановом подвесе, может отклоняться гидравлической системой на ±7°. В течение всего полета ступени управление по крену осуществляется тремя испомогательными ЖРД фирмы Thompson Ramo Wooldrodge, расположенными на нижнем переходнике. ЖРД работают на монометилгидразине и четырехокиси азота, развивают тягу 68 кг. Двигатели могут работать в импульсном режиме с продолжительностью импульса до 30 мсек. Четвертый вспомогательный ЖРД (ускоряющий) аналогичен трем первым, расположен также на нижнем переходнике и его вектор тяги направлен вдоль ступени S-IVB от S-II. При давлении 7 ат в камере сгорания двигатель развивает тягу до 32 кг. Подача компонентов в двигатели вытеснительная. В полете четвертый ускоряющий ЖРД работает дважды: после отделения S-II от S-IVB перед первым включением ЖРД J-2 и второй раз двигатель сообщает ускорение третьей ступени для осадки топлива в баке перед запуском ЖРД J-2 для выхода на траекторию полета к Луне.

    ЖРД J-2 фирмы North American Rockwell, Rocketdyne (США)

    Двигатель J-2, работающий на жидком кислороде и жидком водороде используется на второй и третьей ступенях ракеты-носителя Saturn V.

    ЖРД J-2 имеет следующие технические характеристики (рис. 11.7а,б)

    При изменении соотношения компонентов рабочей смеси в пределах от 5,5 до 4,5 тяга увеличивается на 25%. В полете двигатель допускает повторный запуск.

    а) б) Рис. 11.7 (а, б) ЖРД J-2

    Система подачи компонентов рабочей смеси основана на использовании двух ТНА (рис. 11.8).

    Схема с двумя ТНА дает возможность обеспечить работу обоих насосов на оптимальных оборотах без применения редукторов. Осевой 7-ступенчатый насос горючего имеет номинальную мощность 6000 квт, создает давление 78 ат при 27 260 об/мин, а одноступенчатый центробежный насос окислителя номинальной мощностью 1270 квт создает давление 64 ат при 8000 об/мин. Горячий газ генератора поступает сначала на турбину насоса горючего, а затем на турбину насоса окислителя. Последовательный проход газа через две турбины обеспечивает оптимальные характеристики турбин и позволяет легко регулировать соотношение компонентов рабочей смеси в камере сгорания. На двигателе имеется пусковой бачок с гелием для срабатывания пусковых клапанов и герметичный блок с пусковым программным механизмом. Запуск ЖРД начинается раскруткой турбин от пускового бачка с газообразным водородом. Для обеспечения повторного запуска, во время работы двигателя бачок наполняется сжатым водородом, отбираемым из рубашки камеры сгорания.

    Рис. 11.8. Схема ЖРД J-2

    Система регулирования должна обеспечить поддержание в камере сгорания постоянного соотношения компонентов с точностью ±10% при условии равномерной выработки баков.

    Камера сгорания ЖРД выполнена из трубок из нержавеющей стали толщиной 0,3 мм. Трубки уложены по поверхности камеры, спаяны бронзой и образуют единую конструкцию. Для регенеративного охлаждения камеры используется горючее. Оно подается в трубопроводы под давлением 68 ат, проходит половину пути по 180 трубкам вниз, затем поднимается вверх по 360 трубкам, обеспечивая эффективное охлаждение. Колпак и распылительная головка расположены в верхней части камеры сгорания. Через колпак подается жидкий кислород. Одновременно колпак используется для крепления подшипника карданного подвеса и системы зажигания. Распылительная головка имеет полые стойки для подвода окислителя и расположенные под ними резьбовые топливные сопла. Каждое топливное сопло впрессовано в стенку распылительной головки. Жидкий кислород поступает по трубопроводу и впрыскивается через полые стойки в зону воспламенения камеры сгорания. Водород по трубопроводу подводится в камеру сгорания и впрыскивается через топливные сопла, расположенные концентрически с соплами окислителя.

    Карданный подвес крепится к верхней части распылительной головки двигателя. Подшипники из тефлона с покрытием из стекловолокна обеспечивают малое трение по сухой поверхности.

    Система зажигания воспламеняет впрыскиваемое в камеру топливо с помощью двух запальных свечей, расположенных сбоку камеры воспламенения. Система работает непрерывно во время запуска, снабжена индикатором, не требует охлаждения и допускает многократное зажигание.

    Главный кислородный и водородный клапаны управляют расходом окислителя и горючего, поступающего в камеру сгорания. Клапаны поджаты пружинами в закрытом состоянии и имеют пневматические устройства, открывающие их при запуске двигателя.

    Перепускные клапаны установлены в кислородной и водородной магистралях, поджаты пружинами в открытом состоянии и под давлением закрываются. Клапаны обеспечивают циркуляцию топлива в трубопроводах и агрегатах для создания рабочей температуры перед запуском двигателя. Во время работы двигателя клапаны закрыты.

    Теплообменник, установленный в выхлопном трубопроводе между кислородным ТНА и камерой сгорания нагревает гелий и жидкий кислород, используемые для наддува кислородного бака.

    Приборный отсек ракеты-носителя Saturn V

    В приборном отсеке смонтированы основные блоки электронной системы ракеты-носителя Saturn V. Он расположен между ступенью S-IVB и кораблем Apollo, имеет диаметр 6,6 м и высоту 0,9 м; на внутренней поверхности цилиндрического кольца размещены главные блоки управления стартом ракеты-носителя, ориентации и полетом по траектории, навигации, телеметрии и аварийной системы. Основные блоки системы управления – бортовая вычислительная машина (фирмы IBM, США) и инерциальная платформа ST-124M (фирмы Bendix, США), блоки управления полетом – аналоговая вычислительная машина (фирмы Electric Communications Inc., США), скоростные гироскопы (фирмы Nortronics, США), и акселерометры. Обмен информацией между приборным отсеком и оборудованием, размещенным на ступенях ракеты, осуществляется через специальные устройства (фирмы IBM, США).

    Система терморегулирования приборного отсека состоит из 17 теплоотводящих панелей, каждая размером 76x76 см. Блоки электронного оборудования и приборы монтируются непосредственно на панелях, отводящих тепло. Через панели циркулирует охлаждающая жидкость (смесь 60% метанола и 40% воды), уносящая тепло в теплообменник, где она охлаждается испарением воды. Помимо охлаждения приборного отсека система управления микроклиматом также обеспечивает отвод тепла от оборудования, размещенного в носовой части ступени S-IVB.

    Информация со стабилизированной платформы поступает в бортовую ЭЦВМ, которая сравнивает фактические характеристики полета с заданными и вычисляет команды для счетно-решающего устройства управления. Преобразователь информации связан со многими узлами радиоэлектронного, оборудования ракеты-носителя. Он управляет потоком информации, осуществляет временное хранение данных, преобразует информацию в требуемую форму, выполняет простые вычисления и логические операции. Измерительная система ракеты-носителя состоит из электрических съемников, датчиков, сигнализирующих устройств и устройств для обработки данных. Радиочастотная система приборного отсека обеспечивает слежение, выработку команд и телеметрическую передачу.

    Электрическая система преобразует и распределяет энергию, необходимую для работы агрегатов в полете. Электрическая энергия обеспечивается серебряно-цинковыми аккумуляторами с номинальным напряжением 28 в. Вся ракета оборудована системой обнаружения неисправностей, вырабатывающей сигналы аварийного состояния, передаваемые на пульт управления астронавтов. [3, 4, 7, 8, 18—23, 25, 26, 30]

    1.2. Последовательность операций при старте Saturn V и выводе корабля Apollo на траекторию полета к Луне

    Сборка и проверка в сборочном цехе

    Предполетная проверка и испытания Saturn V Apollo ocyществляются объединенной правительственно-промышленной комиссией в составе 500 человек. Более 5000 человек разных специальностей участвуют в подготовке к старту Saturn V Apollo в Космическом центре NASA им. Кеннеди.

    В сборочном цехе на расстоянии 5 км от ближайшего стартового комплекса производятся сборка и сопряжение ступеней S-IC, S-II, S-IVB и корабля Apollo. Осуществляется общая проверка перед транспортировкой на стартовую позицию. Эта проверка подтверждает готовность космической системы и наземного оборудования к прохождению испытаний.

    При испытаниях, имитирующих полет, Saturn V и корабль Apollo должны удовлетворять всем предъявляемым требованиям нормального полета и аварийных ситуаций.

    На стартовой позиции

    За 8—10 недель до старта Saturn V Apollo транспортируется на стартовую позицию. После соединения всех электроцепей, пневмокоммуникаций, топливных линий космической системы и передвижной стартовой платформы включается энергия и производится проверка всех коммуникаций. Одновременно проверяются бортовые и наземные радиосистемы.

    Затем производятся испытания готовности к полету, в которых одновременно с действительным отсчетом времени и имитацией полетных операций проверяется работа Восточного испытательного полигона и Центра управления полетом в Хьюстоне. В процессе этих испытаний подтверждается готовность всех систем к полету.

    Для окончательного испытания Saturn V Apollo перед стартом баки заправляются топливом и производится имитация предстартовой работы всех систем до момента включения ЖРД.

    Однако, проверка работы экипаж – корабль осуществляется до заправки ракеты топливом.

    Предстартовый отсчет времени и стартовые операции

    Последний предстартовый отсчет времени начинается за 6 сут до старта, в это время выполняются все операции подготовки к полету.

    Подстартовый отсчет содержит несколько пауз, чтобы избежать необходимости отсрочки полета, если обнаружатся аномалии в работе систем.

    Перед началом окончательного отсчета в To -28 ч (38 ч 22 мин до старта) основное внимание уделяется проверке работы электромеханизмов и общей проверке космической системы.

    Окончательный предстартовый отсчет начинается в To -28 ч, исключая паузы (To – момент старта).

    Заправка топливом начинается с заливки жидкого кислорода. Баки перед заправкой охлаждаются. Вначале заправляется до 40% ступень S-II, затем заправляется до 100% S-IVB, дальше заправляется до 100% S-II, затем до 100% S-IC. Эта процедура позволяет убедиться в отсутствии утечки кислорода из бака ступени S-II до его полной заправки. Дальше заправляется жидкий водород в бак ступени S-II, затем в S-IVB. Общее время заправки ракеты криогенным топливом 4 ч 30 мин.

    Когда все системы Saturn V Apollo подготовлены к полету, осуществляется переход на команду «зажигание в T0—190 сек» и Saturn V переводится на автоматику.

    В момент времени To -8,9 сек в программный механизм приборного отсека посылается сигнал на зажигание ЖРД F-1 ступени S-IC.

    Высоким давлением окислителя продувается газогенератор, кислородный клапан, камера сгорания и подается энергия на соленоидный клапан, управляющий стартом двигателя. Газогенератор запускается, газ поступает на турбину ТНА и через теплообменник в камеру расширения ЖРД. Обороты турбины увеличиваются, под возросшим давлением разрывается диафрагма, открывается топливный клапан и вслед за горючим в камеру сгорания входит гипергольная жидкость, которая, контактируя с окислителем, производит спонтанное воспламенение, и ЖРД начинает работать.

    Возросшее давление в камере сгорания включает контактный переключатель, сигнализирующий, что двигатель работает нормально в момент времени To -1,6 сек. Из пяти ЖРД F-1 первым запускается центральный двигатель, затем по 2 периферийных ЖРД с интервалом 300 мсек.

    Saturn V удерживается с работающими ЖРД в течение 5 сек, после восстановления полной тяги освобождаются 4 удерживающих рычага, и ракета начинает подниматься, преодолевая удерживающие силы, возникающие от металлических пальцев, протягиваемых сквозь отверстия. Этот процесс мягкого освобождения длится 0,5 сек.

    Через 1,7 сек после начала подъема ракеты, внешние ЖРД отклоняются, создают угол рыскания и увеличивают зазор, предотвращающий возможность контакта ракеты с башней. Этот маневр заканчивается на 10-й сек полета.

    Аналоговая вычислительная машина, управляющая полетом, вырабатывает управляющие сигналы по крену и тангажу, выдает их в сервоприводы карданов ЖРД и выводит ракету на заданный азимут. Маневр по крену заканчивается на 31-й сек, а программа управления по тангажу продолжается до отделения ступени S-IC.

    Центральный ЖРД F-1 выключается за 1/2 мин до окончания работы ступени S-IC, во избежание слишком большого ускорения. Периферийные ЖРД работают до тех пор, пока не израсходуется весь кислород или керосин. После команды на выключение периферийных ЖРД включаются 8 тормозных РДТТ, и ступень S-IC отделяется от S-II на высоте Н=67 км при скорости V >2,75 км/сек. Продолжая баллистический полет, S-IC поднимается до высоты 110 км и падает в Атлантический океан на расстоянии 680 км от места старта.

    За 0,2 сек, до отделения S-IC селектор последовательности операций приборного отсека выдает команду на запуск восьми РДТТ, установленных на нижнем переходнике S-II для осадки топлива. Менее, чем через 1 сек после разделения ступеней подается команда на запуск ЖРД ступени S-II. Запуск ЖРД J-2 начинается с подачи энергии двум запальным свечам в газогенераторе и к воспламенителю в камере сгорания. Затем начинают работать 2 соленоидных клапана: один для регулировки подачи гелия, другой для управления процессом воспламенения. Гелий используется для поддержания в закрытом положении перепускных клапанов, обеспечивающих начальное охлаждение топливных магистралей, продувки каналов окислителя в днище головки двигателя и каналов окислителя в газогенераторе. После этого открываются основной клапан горючего и клапан подачи окислителя в воспламенитель камеры сгорания. Таким образом создается факел в центральной части форсуночной головки. Начальная раскрутка турбин осуществляется с помощью сжатого газообразного водорода, хранящегося в пусковом баке. Спустя 0,64 сек. с момента подачи сжатого водорода на турбину, клапан пускового бака закрывается и включается основной соленоид управления, который прекращает продувку гелием газогенератора и открывает клапан подачи окислителя. Двигатель выходит на номинальный режим и подача энергии на запальные свечи прекращается.

    Пять ЖРД J-2 ступени S-II запускаются одновременно, и через 23 сек сбрасывается нижний переходник ступени S-II.

    Далее экипаж вручную подает команду на зажигание РДТТ, сбрасывающего систему аварийного спасения (эта система связана только с кораблем и не управляется от ракеты-носителя).

    Управляет полетом S-II бортовая ЭЦВМ приборного отсека, вырабатывающая сигналы сервоприводам карданов периферийных ЖРД.

    Для управления тангажом ЖРД отклоняются на ±7° и для управления рысканием на ±10°; комбинированное отклонение позволяет произвести коррекцию ошибки по крену с угловой скоростью 8 град/сек.

    Через 40 сек после запуска ЖРД J-2 бортовая ЭЦВМ переходит на режим итерационного управления. С этого момента управление полетом осуществляется по методу настраивающейся траектории.

    Сигнал на выключение ЖРД J-2 подается в блок электрического управления двигателем, выключается соленоидный клапан управления подачей гелия, закрываются главные клапаны горючего и окислителя и клапан газогенератора, открывается перепускной кислородный клапан, и газогенератор и головка камеры сгорания продуваются кислородом.

    Через 700 мсек после выключения ЖРД J-2 ступени S-II по сигналу селектора последовательности операций запускаются 2 РДТТ Thiokol TX-280, каждый развивает в течение 4 сек тягу 1540 кг (они установлены на нижнем переходнике ступени S-IVB и производят осадку топлива в баках). Через 0,1 сек после запуска РДТТ на S-IVB пиротехническими зарядами срезаются планки, соединяющие S-II и S-IVB, запускаются 4 тормозных РДТТ, установленных на верхнем переходнике ступени S-II (каждый с тягой 16 т, продолжительностью работы 1,5 сек, весом 175 кг}.

    Отделение ступени S-II происходит на высоте H=186 км при скорости V=7 км/сек на дальности 1650 км; продолжая полет по баллистической траектории, ступень S-II через 11 мин после отделения падает в Атлантический океан на расстоянии 4250 км от места старта.

    Последовательность операций при запуске ЖРД J-2 ступени S-IVB такая же, как при запуске J-2 ступени S-II, но продолжительность холодной проливки вместо 1 сек увеличивается до 3 сек. Для обеспечения повторного запуска ЖРД J-2 в начальной фазе работы двигателя пусковой бак вновь заполняется газообразным водородом, забираемым из трубопровода, подводящего горючее в камеру ЖРД. Через 8 сек после выхода на режим ЖРД J-2 по команде регулятора последовательности операций сбрасываются два отработанных блока РДТТ вместе с обтекателями и креплением.

    Управление полетом ступени S-IVB осуществляется отклонением вектора тяги ЖРД J-2 по командам бортовой ЭЦВМ приборного отсека. Электронасос гадросистемы, управляющей отклонением ЖРД на кардане, начинает работать до старта ракеты и держит систему под давлением, в результате чего ось ЖРД удерживается ориентированной через центр масс аппарата. На активном участке траектории гидросистема управления вектором тяги отклоняет ЖРД на 7° в двух перпендикулярных направлениях.

    Выключение ЖРД J-2 ступени S-IVB происходит по команде датчика скорости полета. Процесс выключения идентичен выключению J-2 ступени S-II.

    Через 300 мсек после выключения ЖРД J-2 запускаются 2 ЖРД осадки топлива, развивающие тягу по 32 кг и работающие около 86 сек до начала вентиляции бака жидкого водорода. Вентиляционная магистраль начинается у редукционного клапана бака и заканчивается двумя соплами малой тяги, расположенными под 180° на обшивке приборного отсека и дающими тягу, регулируемую пневматическим блоком, от 20 до 3 кг. Система обеспечивает выброс массы, при котором не создается отрицательных ускорений и возмущений, приводящих к кавитации топлива в трубопроводах перед запуском J-2.

    Управление ориентацией ступени S-IVB производится двумя блоками ЖРД, содержащими по 3 двигателя с тягами по 68 кг каждый, работающих в импульсном режиме с минимальным импульсом 70 мсек.

    В каждом блоке установлены отдельные баки для горючего и окислителя и бак с газообразным гелием под высоким давлением для поддува топливных баков. Горючее CH3N2H3 стабильно при очень низких температурах и нечувствительно к ударам, окислитель N2O4.

    Перед повторным выпуском ЖРД J-2 для вывода корабля Apollo на траекторию полета к Луне вся система подачи жидкого водорода, ТНА и двигатель должны быть охлаждены. Охлаждение осуществляется циркуляционной системой. По команде, поступающей из приборного отсека, открывается клапан системы охлаждения, и насос, установленный в баке жидкого водорода, создающий давление 0,5 кг/см? обеспечивает циркуляцию жидкого водорода с прокачкой 500 л/мин. Сразу после начала процесса охлаждения, включаются ЖРД осадки топлива. Охлаждение длится 320 сек, заканчивается за 9 сек до запуска ЖРД. Повторный запуск J-2 начинается после получения сигнала «двигатель готов».

    Двигатель выключается по сигналу бортовой ЭЦВМ, когда вектор начальной скорости полета на Луну достигнет требуемой величины.

    Через 80 мин после выключения J-2 корабль Apollo отделяется от ступени S-IV В.

    1.3. Оптимизация характеристик ракеты-носителя Saturn V

    Детальное исследование динамики полета ракеты-носителя Saturn V, применение системы одновременного опорожнения баков, заправка излишка горючего, выбор формы траектории и программного соотношения изменения компонентов топлива в полете позволяют уменьшить потери, связанные с неполным использованием заправленного топлива, преодолением сил аэродинамического сопротивления и земного тяготения. Оптимизация характеристик ракеты-носителя Saturn V позволила увеличить ее полезную нагрузку на ~2000 кг.

    Уменьшение неиспользуемых остатков топлива

    В связи со статистической неопределенностью характеристик заправки топлива и летных характеристик ракеты прм выключении двигательной установки в баках остается часть горючего и окислителя. Неиспользуемые остатки топлива увеличивают инертный вес и снижают эффективность ракеты-носителя.

    Применение системы одновременного опорожнения баков позволяет повысить эффективность ракеты на жидком топливе, так как такая система, регулируя соотношение компонентов топлива, обеспечивает одновременный расход всего горючего и всего окислителя. Другой метод состоит в заправке определенного излишка горючего и обеспечивает улучшение характеристик двигательных установок без применения сложных систем измерения и регулирования. Заправляемый в баки ступени излишек горючего определяется исходя из условия равенства предельно допустимых остатков окислителя и горючего при одинаковых вероятностях их появления. Заправка некоторого излишка горючего позволяет уменьшить средний вес неиспользуемых остатков топлива.

    Заправка излишка горючего с целью максимизации полезной нагрузки

    Заправка излишка горючего с целью минимизации неиспользуемых остатков топлива, очевидно, позволяет увеличить полезную нагрузку ракеты-носителя, однако она не обеспечивает получения максимально возможной полезной нагрузки. В некотором диапазоне уменьшение излишка заправленного горючего приводит к увеличению веса. Определение излишка заправляемого горючего представляет собой нелинейную вероятностную задачу.

    Система опорожнения баков

    Заправка излишка горючего дает значительный эффект, однако неиспользуемые остатки топлива могут быть дополнительно уменьшены с помощью системы одновременного опорожнения баков. Эта система измеряет уровень горючего и окислителя в полете и регулирует расходы так, чтобы оба компонента топлива были израсходованы одновременно. Система состоит из датчиков для измерения текущих уровней топлива в каждом баке, счетно-решающего устройства для определения условий одновременного опорожнения баков и дросселя, установленного на расходной магистрали и регулирующего соотношение компонентов.

    Сравнение сигналов датчиков от двух баков в счетно-решающем устройстве позволяет автоматически управлять дросселем. Регулирование осуществляется путем перепуска части расхода окислителя из запорной магистрали на вход в насос. Такое регулирование в замкнутом контуре обеспечивает близкое к одновременному израсходование компонентов топлива и позволяет увеличить полезную нагрузку, выводимую на траекторию полета к Луне по сравнению с номинальной на 200 кг.

    На первый взгляд может показаться, что для ракет, оборудованных системой одновременного опорожнения баков, заправка избытка горючего для уменьшения неиспользуемых остатков топлива не нужна. Однако, в связи со случайными разбросами характеристик работы системы опорожнения, остаются небольшие неиспользуемые остатки и необходимость заправки избытка горючего сохраняется. Но заправка избытка горючего в случае ступени с системой одновременного опорожнения баков приводит к дополнительным осложнениям, поскольку система будет стремиться израсходовать в первые секунды работы избыточный запас горючего, сводя к нулю эффект такой коррекции при заправке. Чтобы этого не произошло, в счетно-решающее устройство системы опорожнения баков вводится корректировка, соответствующая избытку заправленного горючего.

    Уменьшение потерь скорости

    При движении ракеты вдоль активного участка траектории полета часть энергии топлива расходуется на бесполезную работу по преодолению силы тяжести и силы аэродинамического сопротивления. Эти потери могут быть уменьшены путем сокращения продолжительности активного участка или путем тщательного выбора траектории полета, однако часть этих потерь является неизбежной.

    Полное исключение гравитационных потерь позволило бы увеличить выводимую к Луне полезную нагрузку ракеты-носителя Saturn V на 22 700 кг. Полное устранение потерь на управление и преодоление силы аэродинамического сопротивления дало бы дополнительный выигрыш в 4540 кг.

    С целью уменьшения потерь скорости можно применить регулирование в полете соотношения компонентов топлива, которое приводит к значительному выигрышу в весе полезной нагрузки.

    Вычисление потерь

    Приращение скорости, обеспечиваемое ракетной ступенью, может быть определено путем вычитания из характеристической скорости гравитационных, аэродинамических потерь и потерь на управление[3]

    В табл. 1 представлены типичные значения потерь для ракеты-носителя Saturn V применительно к траектории полета на Луну.

    Таблица 1

    Несовпадение вектора тяга двигательной установки с вектором скорости полета ракеты приводит к потерям на управление. Эти потери уменьшают скорость полета ракеты-носителя Saturn V на 187,5 м/сек. Однако, если бы траектория была направлена против вектора гравитации, гравитационные потери были бы значительно больше 187,5 м/сек.

    Программное изменение соотношения компонентов топлива

    Во время активного участка полета второй ступени ракеты-носителя Saturn V производится 20%-ное ступенчатое изменение соотношения компонентов топлива, вызывающее соответственно уменьшение тяги и увеличение удельного импульса.

    При одинаковых заправках топлива характеристическая скорость ступени одинакова для полетов с постоянным соотношением компонентов топлива и программным изменением этого соотношения. Таким образом, улучшение характеристик при программном изменении соотношения компонентов достигается путем уменьшения потерь скорости, а не вследствие увеличения характеристической скорости. В основном, программное изменение соотношения компонентов уменьшает потери благодаря тому, что при этом топливо более быстро расходуется на начальном участке траектории и затраты энергии на подъем топлива в поле тяготения уменьшаются.

    Угол наклона траектории полета ракеты-носителя Saturn V на активном участке имеет вид экспоненциальной кривой (рис. 13.1).

    Эффект ступенчатого изменения соотношения компонентов топлива при полете по такой траектории не поддается простому наглядному объяснению, однако можно сказать, что большая тяга желательна, когда движение ракеты близко к вертикальному, а большой удельный импульс желателен при движении ракеты, близком к горизонтальному. Рассмотрим пример, позволяющий показать, почему оптимальное значение удельного импульса сильно зависит от угла наклона траектории полета.

    Рис. 13.1. Программа изменения угла наклона траектории полета ракеты-носителя Saturn V

    Полет с постоянным углом наклона траектории

    Рассматривая движение ракеты по траектории с постоянным углом наклона в постоянном гравитационном поле, предположим, что тяга, расход топлива и удельный импульс являются линейными ограниченными функциями соотношения компонентов топлива, причем тяга и расход топлива – возрастающие функции, а удельный импульс – убывающая функция.

    Задача сводится к выбору такого соотношения компонентов топлива, при котором ракета в конце активного участка будет иметь максимальную скорость.

    Если предположить, что потери на управление и преодоление силы аэродинамического сопротивления пренебрежимо малы, а удельный импульс постоянен, то скорость в конце активного участка полета ракеты может быть определена по формуле

    Поскольку g0 и ? постоянные величины, уравнение можно проинтегрировать

    Для второй ступени ракеты-носителя Saturn V можно установить, что меньший удельный импульс обеспечивает максимум конечной скорости в случае вертикального полета, так как большая тяга и меньшая продолжительность активного участка позволяют уменьшить гравитационные потери, но при горизонтальном полете член, характеризующий гравитационные потери, равен нулю, независимо от времени работы двигателей, и в этом случае желателен более высокий удельный импульс. Таким образом для какого-то промежуточного значения угла ? между 0 и 90° скорость в конце активного участка не зависит от величины удельного имлульса. Это значение можно определить по формуле граничные значения линейных функций удельного импульса и секундного расхода.

    Для второй ступени ракеты-носителя Saturn V по уравнению (13;5) получим ?=3; таким образом, если угол наклона траектории меньше 3°, то желательно иметь большой удельный импульс при меньшей тяге, а если ?>3° снижение удельного импульса при увеличении тяги позволяет увеличить полезную нагрузку.

    Связи между приращениями скорости и полезной нагрузки

    В конечном итоге необходимо обеспечить максимум веса полезной нагрузки, а не скорости в конце активного участка траектории полета.

    Для последней ступени ракеты в момент выключения двигательной установки имеем

    Подставляя m1= m2+?m1, разлагая полученное выражение в ряд Тейлора и решая относительно ?m1 получим

    Для ракеты-носителя Saturn V приращение характеристической скорости на 1 м/сек экивалентно увеличению веса полезной нагрузки, выводимой на траекторию полета к Луне, на 15 кг.

    Полет с переменным углом наклона траектории

    В практических случаях угол наклона траектории полета ракеты меняется со временем, и оптимальная величина удельного импульса не является постоянной для всего полета. Меньший удельный импульс при большей тяге выгоден на участке траектории, близком к вертикальному, затем при переходе к более пологому участку траектории целесообразно изменить соотношение компонентов топлива таким образом, чтобы обеспечить высокий удельный импульс. Однако требование достижения определенной высоты в конце активного участка усложняет анализ реального полета.

    В реальном полете управление ракетой, близкое к оптимальному, обеспечивает достижение заданной высоты в конце активного участка.

    Изменение расхода топлива в процессе полета в предположении постоянства удельного импульса и фиксированного времени работы двигательной установки не приводит к изменению характеристической скорости. Однако, если энерговооруженность выше и расход топлива больше на начальном этапе полета, то ракета будет двигаться с большим ускорением и, следовательно, высота полета в конце активного участка будет больше.

    Таким образом, если топливо выгорает быстрее при большей тяге на начальном этапе полета, то это приводит к увеличению высоты в конце активного участка. Но высота, большая по сравнению с расчетной, нежелательна, поэтому вектор скорости будет раньше приведен в горизонтальное положение. В результате соответственно снижаются потери на преодоление гравитационных сил и на управление.

    Уменьшение потерь во время полета первой ступени

    Расчет на вычислительной машине показывает, что применение программного изменения соотношения компонентов топлива на активном участке полета второй ступени приводит к значительному уменьшению гравитационных потерь на активном участке полета первой ступени. На первый взгляд это кажется парадоксальным. Но этот эффект объясняется особенностями применяемой на ракете-носителе Saturn V системы управления траекторией полета.

    Принцип итерационного управления реализован лишь на верхних ступенях ракеты. На активном участке первой ступени ракета-носитель Saturn V летит по жестко заданной траектории, обеспечивающей минимальные аэродинамические нагрузки. Однако, оптимальность параметров жестко заданной траектории активного участка первой ступени связана с программой работы двигательной установки второй ступени. Высокая тяга на начальном этапе работы второй ступени позволяет выбрать более пологую траекторию на активном участке первой ступени, что приводит к значительному уменьшению гравитационных потерь во время полета ракеты с работающей первой ступенью.

    Уточнение статистических оценок характеристик ракеты

    Статистическая неопределенность характеристик ракеты-носителя приводит к уменьшению ее полезной нагрузки. Это объясняется тем, что последняя ступень ракеты-носителя должна иметь гарантированный запас топлива, достаточный для компенсации разброса характеристик всех ступеней ракеты-носителя. Гарантийный запас топлива на третьей ступени ракеты-носителя Saturn V в 1969 г. был принят равным 1 т. Наиболее значительные потери связаны с неопределенностью тяги и удельного импульса. В табл. 2 приводятся значения частных производных веса полезной нагрузки по тяге и удельному импульсу для всех трех ступеней ракеты-носителя Saturn V. Анализ летных испытаний позволил улучшить статистические оценки характеристик двигательных установок и уменьшить гарантийный запас. Уменьшение гарантийного запаса топлива на последней ступени на 1 кг примерно равноценно соответствующему увеличению веса полезной нагрузки. [17]

    Таблица 2

    Таблица 3

    1.4. Космический корабль Apollo

    Космический корабль Apollo состоит из командного и служебного отсеков, лунного корабля и системы аварийного спасения (рис. 14.1).

    В табл. 4 приведены номинальный вес и размеры корабля Apollo.

    Таблица 4

    Командный и служебный отсеки

    Командный отсек является центром управления полетом. Все члены экипажа в течение полета находятся в командном отсеке, за исключением этапа высадки на Луну. Командный отсек – единственная часть системы Saturn-Apollo, в которой экипаж возвращается на Землю после полета на Луну. Служебный отсек несет основную двигательную установку и системы обеспечения корабля Apollo.

    Рис. 14.1. Космический корабль Apollo (а), компановка корабля Apollo на ракете-носителе Saturn V (б).

    Рис. 14.2. Командный отсек корабля Apollo. Внутренняя оболочка гермокабины экипажа и тепловой экран.

    Командный отсек корабля Apollo фирмы North American Rockwell (США) имеет форму конуса со сферическим основанием, диаметр основания 3920 мм, высота конуса 3430 мм, угол при вершине 60°, номинальный вес 5500 кг (рис. 14.2 и 14.3).

    Командный отсек имеет герметическую кабину с системой жизнеобеспечения экипажа, систему управления и навигации, систему радиосвязи, систему аварийного спасения и теплозащитный экран.

    Конструктивно командный отсек выполнен в виде двух оболочек. Внутренняя оболочка из алюминиевых сотовых профилированных панелей толщиной 20…38 мм, сварной конструкции – герметическая кабина экипажа со свободным объемом 6,1 м?; внешняя оболочка из профилированных сотовых панелей толщиной 15…63 мм, сваренных из листовой нержавеющей стали толщиной 0,2…1 мм. Внешняя оболочка, образующая тепловой барьер, защищающий гермокабину экипажа, состоит из трех частей: переднего экрана, экрана гермокабины и заднего экрана, крепящихся к гермокабине двутавровыми силовыми элементами из стекловолокна, изолирующими гермокабину от теплопроводности и температурных напряжений. Дополнительная теплоизоляция обеспечивается слоем стекловолокна между оболочками.

    Абляционное теплозащитное покрытие внешней оболочки командного отсека сотовой конструкции из фенольного найлона с заполнителем из эпоксидной смолы с кварцевыми волокнами и микропузырьками. Абляционное покрытие переменной толщины от 8 до 44 мм приклепывается к внешней оболочке фенольным клеем (рис. 14.2).

    Оборудование командного отсека. В передней негерметизируемой части командного отсека размещены стыковочный механизм и парашютная система посадки, в средней части 3 кресла астронавтов, пульт управления полетом и системой жизнеобеспечения и радиооборудование; в пространстве между задним экраном и гермокабиной размещено оборудование реактивной системы управления (РСУ).

    На рис. 14.3 (см. вкладку в конце книги) показаны узлы и детали оборудования командного отсека.

    Стыковочный механизм и деталь лунного корабля с внутренней нарезкой совместно обеспечивают жесткую стыковку командного отсека с лунным кораблем и образуют туннель для перехода экипажа из командного отсека в лунный корабль и обратно.

    Стыковочный механизм состоит из стыковочного кольца с герметизирующим уплотнением и 12 автоматическими замками, узла штыря на командном отсеке и стыковочного приемного конуса на лунном корабле (рис. 14.4).

    Жесткое соединение после стыковки обеспечивается, когда штырь войдет в приемный конус, и кольцо туннеля лунного корабля встанет на автоматические замки. Закрытие замков обеспечивает герметичность соединения. Если один из замков не закрылся автоматически, экипаж закрывает его вручную. Давление по обе стороны приемного конуса выравнивается через клапан, снимается штырь и приемный конус, открывается люк лунного корабля и образуется туннель между командным отсеком и лунным кораблем.

    Рис. 14.4. Узел стыковки командного отсека с лунным кораблем

    Система жизнеобеспечения экипажа корабля Apollo

    Система жизнеобеспечения экипажа космического корабля Apollo разработана и изготовлена фирмой Airsearch (США). Система обеспечивает поддержание в кабине корабля температуры в пределах 21…27°С, влажности от 40 до 70% и давления 0,35 кг/см?. При подготовке к старту и при старте атмосфера в кабине состоит из 60% кислорода и 40% азота, в полете эта смесь стравливается и заменяется чистым кислородом.

    Система рассчитана на 4-суточное увеличение продолжительности полета сверх расчетного времени, потребного для экспедиции на Луну и поэтому предусматривается возможность регулировки и ремонта силами экипажа, одетого в скафандры.

    Имеется аварийная кислородная система, которая включается автоматически и обеспечивает подачу кислорода при падении давления в кабине, например при пробое кабины метеоритом.

    Криогенной установкой кислород подается в кабину через регулятор, поддерживающий давление от 0,35 до 0,38 кг/см?. Максимальная допустимая утечка кислорода из кабины 0,227 кг/ч. Система может компенсировать утечку кислорода до 0,3 кг/мин, которая возникает при пробое в стене кабины площадью 3 см?. В таком случае возросшая подача кислорода вызывает автоматическое открытие клапана подпитывающего резервуара с газообразным кислородом. При максимальной подаче в кабине в течение 5 мин будет сохраняться расчетное давление, за это время экипаж должен успеть одеть скафандры или заделать отверстие и устранить утечку кислорода из кабины.

    В подпитывающем резервуаре кислород находится под давлением 70 кг/см?. Подпитывающая система на жидком кислороде не применяется, так как требуется дополнительное время для преобразования жидкого кислорода в газообразный и система становится инертной. Кислород из подпитывающей системы с давлением 1,4 кг/см? используется для вытеснительной подачи воды и гликоля из баков в агрегаты системы.

    Вентиляционная система имеет 4 вентилятора, 2 установлены в кабине и 2 включены в систему скафандров. Расход, обеспечиваемый кабинными вентиляторами 2,43 м?/мин, а вентиляторами скафандров 0,945 м?/мuн. Общая потребляемая вентиляторами мощность 85 вт. Кислород в скафандры подается через систему жиклеров. Отработанный газ прогоняется сквозь фильтры и поглотители СО2. Контроль за концентрацией двуокиси углерода в кабине осуществляется чувствительным элементом, действие которого основано на затухании ИК-лучей в атмосфере С02. Поглотители С02 помещаются в нескольких кассетах, рассчитанных на работу в течение 24 ч каждая. Экспедиция на Луну требует 20 кассет. Две кассеты работают параллельно, одна заменяется через каждые 12 ч.

    Отработанный газ для очистки пропускается через 2 параллельно работающих поглотителя, но система сконструирована так, что весь отработанный газ будет пропущен через один поглотитель, если второй окажется неисправным.

    Кассеты с гидроокисью лития и 3-мм слоем активированного древесного угля имеют площадь 52 см? и толщину 12,5 см. После очистки кислород проходит через теплообменники скафандров, влага удаляется конденсированием.

    Капли воды захватываются водопоглощающими лентами. передвигающимися между теплообменником и осушительной установкой.

    Система охлаждения имеет 2 изолированных и полностью дублирующих друг друга гликолевых контура с испарителями. Выбор и включение контуров производятся астронавтами вручную. Гликоль охлаждается в теплообменниках и дополнительное охлаждение происходит в испарителе. Прокачивается гликоль тремя насосами с магнитной муфтой, число оборотов крыльчатки 12 000 об/мин, давление на выходе из насоса 2,1 кг/см?, расход 90 кг/ч, мощность 35 вт.

    В процессе квалификационных испытаний система жизнеобеспечения прошла проверку, имитирующую 14-суточный полет корабля с экипажем из трех человек.

    Фирма поставляет систему скомпанованной в четырех контейнерах, удобных для эксплуатации и обслуживания.

    Система аварийного спасения фирмы North American Rockwell (США)

    Если возникнет аварийная ситуация при старте ракеты-носителя Saturn V или потребуется прекратить полет в процессе выведения корабля Apollo на орбиту ИСЗ, спасение экипажа осуществляется отделением командного отсека от ракеты-носителя с последующей посадкой его на Землю на парашютах.

    Система аварийного отделения командного отсека состоит из титановой фермы, на которой укреплено 3 пороховых ракетных двигателя, один для отделения командного отсека от ракеты-носителя, другой для управления ориентацией в плоскости тангажа и третий для отделения фермы системы аварийного спасения от командного отсека (рис. 14.5).

    Системы аварийного спасения снабжена двумя аэродинамическими поверхностями длиной 0,61 м и шириной 0,46 м, ориентирующими отделившийся командный отсек днищем по направлению полета.

    Механизм системы отделения состоит из четырех пироболтов с двумя запальными устройствами в каждом.

    Парашютная система посадки имеет 2 конических ленточных тормозных парашюта диаметром по 4,2 м, 3 ленточных парашюта диаметром по 2,2 м, 3 главных парашюта диаметром по 25,2 м.

    Системы аварийного, спасения имеет 3 режима работы в диапазоне высот 0…9, 9…30 и 30…90 км. В случае возникновения аварийной ситуации на начальном этапе работы первой ступени, когда фактор времени имеет решающее значение, система спасения приводится в действие автоматически по сигналу системы обнаружения неисправностей. Такими ситуациями являются падение тяги у двух или более ЖРД первой ступени и большая угловая скорость ракеты-носителя (более 3 град/сек по тангажу и рысканию и более 20 град/сек по крену), появление которых обычно связано с серьезной неисправностью двигателей.

    Во всех случаях последовательность срабатывания системы в течение первых нескольких секунд одинакова.

    1. Включение системы спасения автоматически или вручную.

    2. Отсечка топлива двигателей ракеты-носителя (только через 30 сек после старта).

    3 Разделение командного и служебного отсеков.

    4. Включение основного РДТТ и РДТТ управления ориентацией

    5. Выпуск аэродинамических поверхностей через 11 сек после включения РДТТ.

    Рис. 14.5. Основной блок с системой аварийного спасения.

    Парашютная система начинает работать через 16 сек после включения системы спасения или на высоте 7320 м, если полет прекращен на высоте более 9 км.

    При прекращении полета на высоте более 30 км после отсечки тяги основного РДТТ экипаж с помощью РСУ сообщает аппарату угловую скорость в плоскости тангажа, чтобы предотвратить возникновение нерасчетной балансировки и неблагоприятных перегрузок.

    Основной РДТТ системы аварийного спасения фирмы Lockheed (США) имеет

    Решающее влияние на траекторию полета командного отсека с системой аварийного спасения оказывает направление вектора тяги основного РДТТ относительно центра масс аппарата. РДТТ имеет 4 сопла, оси которых составляют угол 35° с осью аппарата. Вектор тяги составляет с осью аппарата угол 2,75°, который выверяется с точностью ±0,3° специальным оптическим устройством.

    РДТТ отстрела системы аварийного спасения имеет максимальную тягу на уровне моря 14,6 т и продолжительность работы 1 сек. С помощью этого двигателя производится отделение аварийной системы и защитного конуса в нормальном полете и при аварийной ситуации перед началом работы парашютной системы. Сброс системы аварийного спасения от работающей ракеты-носителя обеспечивается наклоном вектора тяги РДТТ на 4° относительно оси аппарата, что достигается путем установки двух сопел разных размеров.

    Система связи командного отсека обеспечивает:

    · двухстороннюю микрофонную связь экипажа с Землей;

    · передачу с борта корабля телеметрической информации и прием команд с Земли;

    · прием с Земли и ретрансляцию на станции слежения закодированного шума на несущей частоте для определения курса и дальности корабля;

    · передачу на Землю телевизионных изображений. Для этих целей на командном отсеке установлена унифицированная в S-диапазоне и две УКВ приемо-передающих радиостанции. Антенная система состоит из четырех малонаправленных антенн и одной остронаправленной. Последняя имеет 4 параболических излучателя диаметром по 80 см, смонтирована на служебном отсеке и поворачивается в рабочее положение после выхода корабля на траекторию полета к Луне.

    Аэродинамические характеристики командного отсека.Анализ аэродинамических характеристик командного отсека корабля Apollo был произведен по данным испытаний в аэродинамических трубах и по результатам космических летных испытаний командных отсеков.

    В анализе принято, что траектории входа в атмосферу начинаются на высоте 120 км, и заканчиваются при достижении М=4. Зависимости параметров траектории от времени (рис. 14.6а;б) получены на основании данных систем управления и навигации, скорректированных с учетом всех известных ошибок и по возможности привязанных к показаниям наземных радиолокационных станций.

    На начальном участке входа в атмосферу до торможения, соответствующего 0,05 g, аппарат не управляем по дальности из-за малого скоростного напора для создания аэродинамических сил и моментов, способных искривить траекторию. В последующем полете (кроме участка максимальной высоты рикошетирования) аэродинамическое качество существенно влияет на дальность полета.

    Большинство летных данных, потребных для расчета аэродинамических характеристик при входе в атмосферу, определяются с помощью блока инерциальных измерений системы управления и навигации. Ускорения от внешних сил измеряются тремя импульсными интегрирующими маятниковыми акселерометрами; углы Эйлера, определяющие ориентацию платформы относительно аппарата, замеряются датчиками, установленными в карданных подвесах. Скоростной напор измеряется на заднем тепловом экране. Из-за трудностей радиосвязи все данные записываются на борту для последующей обработки после посадки.

    Суммарный угол атаки рассчитывается по составляющим скорости аппарата относительно Земли в связанной системе координат, используя данные блока инерциальных измерний по углам Эйлера. Аэродинамическое качество определяется по значениям ускорений, получаемым в блоке инерциальных измерений, которые переводятся в скоростную систему координат. Величины ускорения по соответствующим осям пропорциональны подъемной силе и силе аэродинамического сопротивления.

    Оценка точности. Для командных отсеков AS-202, Apollo-4 и Apollo-6 был проведен статистический анализ точности аэродинамических характеристик, в результате которого были определены среднеквадратичные отклонения параметров.

    Большинство ошибок, возникающих в блоке инерциальных измерений, связано с погрешностями производства, предстартовой юстировкой гироплатформы и дрейфом гироскопов. Среднеквадратичное отклонение (1?) в измерении углов Эйлера приблизительно составляет ±3°.

    Наибольшие ошибки в определении скоростного напора связаны с измерениями давления на заднем тепловом экране. Эти ошибки могут быть обусловлены несовершенством датчиков, неточностью калибровки и тепловыми эффектами.

    Атмосферные ветры могут стать источником ошибок по всем аэродинамическим характеристикам на высоте меньше 30 км.

    Ошибки определения массы аппарата возникают из-за неопределенности начального веса, массы уносимого абляционного покрытия и расхода топлива системой ориентации. В данном анализе среднеквадратичное отклонение по определению веса оценивается в 23 кг.

    Летные данные. На рис. 14.7 представлены зависимости угла атаки от времени полета для командных отсеков AS-202, Apollo-4 и Apollo-6. Общая закономерность состоит в уменьшении угла атаки по времени. Отклонения от этой закономерности вызваны изменением скоростного напора и маневрами по крену.

    Рис.14.6. Изменение параметров траектории входа в атмосферу командного отсека: а-изменение высоты по времени; б-изменение скорости по времени; в-изменение скоростного напора по времени

    Риc. 14.7. Зависимость угла атаки от времени входа в атмосферу: 1 – испытания в аэроднамической трубе; а – Apollo-6; б – Арollо-4; в – AS-202.

    Рис. 14.8. Зависимость аэродинамического качества от времени входа в атмосферу:

    а – Apollo-6;

    б – Apollo-4;

    в – AS-202;

    – – испытания в аэродинамической трубе.

    Зависимости аэродинамического качества от времени полета приведены на рис. 14.8. На начальном участке входа в атмосферу не было получено надежных данных до торможения, соответствующего 0,05g. Разброс данных на этом участке объясняется отсутствием балансировки и работы ЖРД системы ориентации. Как видно из графиков, аэродинамическое качество увеличивается по времени по закону линейного характера.

    Данные испытаний в аэродинамических трубах. На рис. 14.7 и 14.8 также представлены зависимости, полученные при испытаниях в аэродинамических трубах. Для более правильного сравнения с летными данными результаты этих испытаний были скорректированы путем согласования летных зависимостей угла атаки и числа Маха по времени с экспериментальными зависимостями аэродинамического качества от ? и М.

    Анализ результатов испытаний в аэродинамических трубах и летных данных для командных отсеков Apollo показали, что большинство расхождений связано с различиями в величинах продольного момента, а следовательно, в балансировочных значениях угла атаки. Этот вывод подтверждается хорошей сходимостью скорректированных экспериментальных зависимостей с летными данными. Кроме того, результаты испытания в аэродинамических трубах показали, что для данного угла атаки аэродинамическое качество нечувствительно к источникам малых возмущений (выступы, зализы и другие малые изменения формы), что подтверждается результатами, представленными на рис. 14.9.

    Рис. 14.9. Зависимость аэродинамического качества от угла атаки командного отсека.

    Влияние сжимаемости. На рис. 14.10 показано изменение нормализованных балансировочных углов атаки и аэродинамического качества по числу Маха полета. Характер зависимостей не подтверждает распространенного убеждения, что влияние числа Маха на гиперзвуковое обтекание сильно затупленных тел пренебрежимо мало. Было предложено несколько объяснений этого явления, например влияние процесса абляции. Если это влияние значительно, то летные данные должны зависеть от удельного теплового потока, что, однако, не было обнаружено. Кроме того, послеполетные обмеры профиля теплового экрана показали, что изменения, вызванные уносом абляционного покрытия, слишком малы, чтобы вызвать значительные изменения аэродинамического качества.

    Рис. 14.10. Изменение нормализованного баллансировочного угла атаки (а) и аэродинамического качества (б) по числу Маха полета

    Изменение балансировочных углов атаки и аэродинамического качества, по-видимому, главным образом связано с влиянием реальных свойств газа. На основании экспериментов в аэродинамических трубах было установлено, что поле разреженного течения вблизи командного отсека может значительно повлиять на распределение давления по некоторой части заданного заднего экрана. Размеры зоны влияния зависят от отношения дистанции отсоединения скачка уплотнения к диаметру теплового экрана (?/d), которое является функцией отношения плотностей в невозмущенном потоке и за скачком уплотнения.

    В полете с большой скоростью дистанция отсоединения скачка уплотнения существенно меньше, чем при обтекании в аэродинамических трубах из-за процессов ионизации и диссоциации в ударном слое. Зависимости нормализованного балансировочного угла атаки и аэродинамического качества от е приведены на рис. 14.11.

    Рис. 14.11. Зависимость нормализованного баллансировочного угла атаки (а) и аэродинамического качества (б) от отношения плотностей в скачке уплотнения.

    Влияние вязкости. На рис. 14.12 представлены зависимости нормализованного балансировочного угла атаки и аэродинамического качества от параметра вязкости,

    где Re2,d; – число Рейнольда, подсчитанное по диаметру теплового экрана и параметрам течения за прямым скачком уплотнения. Существенное расхождение экспериментальных и летных данных по углу атаки в диапазоне

    от 0,1 до 1,0 может быть вызвано влиянием вязкости, что, однако не вытекает из летных данных. Результаты, представленные на рис. 14.12, показывают отсутствие влияния вязкости на аэродинамическое качество.

    Рис. 14.12. Зависимость нормализованного баллансировочного угла атаки (а) и аэродинамического качества (б) от параметра вязкости.

    Служебный отсек корабля Apollo фирмы North American Pockwell (США) имеет форму цилиндра длиной 394,3 см и диаметром 391,4 см. С учетом длины сопла маршевого ЖРД, которое выходит наружу из корпуса, общая длина служебного отсека 791,6 см. От момента старта до входа в атмосферу служебный отсек жестко соединен с командным отсеком и образуют основной блок корабля Apollo. Перед входом в атмосферу командный отсек отделяется от служебного отсека.

    Общий вес служебного отсека 23,3 т, в том числе 17,7 т топлива. В отсеке размещена маршевая двигательная установка с ЖРД фирмы Aerojet General (США), ЖРД системы реактивного управления фирмы Marquardt (США), топливные баки и агрегаты двигательных установок и энергетическая установка на водородо-кислородных топливных элементах.

    Служебный отсек обеспечивает все маневры корабля на траектории полета к Луне, коррекцию траектории, выходи на орбиту ИСЛ, переход с орбиты ИСЛ на траекторию полета к Земле и коррекцию траектории возвращения.

    Корпус отсека имеет слоистую конструкцию: соты из алюминиевого сплава между двумя листами алюминия. Корпус подкреплен двумя шпангоутами, связанными шестью стенками из алюминиевого сплава со специальной обработкой, которые воспринимают все основные нагрузки служебного отсека. В стенки корпуса вмонтированы трубки радиатора системы терморегулирования, по которым для отвода тепла циркулирует водяной раствор гликоля.

    Регулирование температуры внешней поверхности корпуса служебного отсека обеспечивается соответствующей окраской: часть поверхности окрашена составом с высоким коэффициентом отражения, часть – составом с высоким коэффициентом поглощения. Донная часть корпуса покрыта теплозащитным экраном, предохраняющим оборудование отсека от нагрева выхлопными газами при работе маршевого двигателя.

    Усовершенствование корабля Apollo

    После аварии с космическим кораблем Apollo-13 NASA провел усовершенствование служебного отсека, заключавшееся в следующем.

    1. Установлен дополнительный кислородный бак в секции № 1 служебного отсека. Это позволит астронавтам в случае аварии, подобной происшедшей с Apollo-13, не пользоваться при возвращении к Земле бортовыми системами лунного корабля. Кроме того установка дополнительного кислородного бака позволяет обойтись без вентиляторов, в цепи которых произошло короткое замыкание, вызвавшее взрыв кислородного бака на Ароllо-13.

    2. В секции № 4 установлен дополнительный аварийный серебряно-цинковый аккумулятор емкостью 400 а·ч весом 61,2 кг. В случае выхода из строя топливных элементов емкости аккумулятора должно хватить для питания систем основного блока в течение 3 сут, требуемых для возвращения от Луны к Земле.

    3. Установлена дополнительная канистра с питьевой водой емкостью 9 кг.

    4. Кроме перечисленных дополнений по рекомендации аварийной комиссии заменена тефлоновая изоляция электропроводки к кислородным бакам, и проводка, находящаяся в контакте с кислородом, помещена в стальной кожух; вместо двух нагревателей по 75 вт установлено 3 по 50 вт питаемых от двух независимых электроцепей; в каждом кислородном баке дополнительно установлен датчик температуры; модифицированы термостаты, которые должны отключать нагреватели при температуре 27°C; измерители уровня из алюминия заменены измерителями из материала, не горящего в атмосфере кислорода; заменены все материалы в кислородных баках, могущие гореть в атмосфере кислорода, установлена бортовая система сигнализаций, предупреждающая экипаж об угрозе аварийной ситуации, подобно происшедшей на Apollo-13.

    Установка дополнительного оборудования и изменения, внесенные в конструкцию, увеличили вес корабля Apollo на 227 кг; если на корабль дополнительно устанавливается луноход, весом 182 кг, то общий вес полезной нагрузки становится близким к предельному для энергетических возможностей ракеты-носителя Saturn V.

    Лунный корабль

    Лунный корабль фирмы Grumman Aircraft Engineering Corp. (США) имеет две ступени: посадочную и взлетную. Посадочная ступень, оборудованная самостоятельной двигательной установкой и шасси, используется для снижения лунного корабля с орбиты ИСЛ и мягкой посадки на лунную поверхность. Взлетная ступень с герметической кабиной для экипажа и самостоятельной двигательной установкой перевозит астронавтов с поверхности Луны на орбиту ИСЛ в командный отсек (рис. 14.13). Ступени соединены четырьмя взрывными болтами.

    Взлетная ступень имеет 3 основных отсека: отсек экипажа, центральный отсек и задний отсек оборудования (рис. 14.14). Герметизируются только отсек экипажа и центральный отсек, все остальные отсеки лунного корабля негерметизированы. Объем герметической кабины 6,7 м?, давление в кабине 0,337 кг/см?. Высота взлетной ступени 3,76 м, диаметр 4,3 м. Конструктивно взлетная ступень состоит из шести узлов: отсек экипажа, центральный отсек, задний отсек оборудования, связка крепления ЖРД, узел крепления антенн, и тепловой и микрометеорный экран. Цилиндрический отсек экипажа диаметром 2,35 м, длиной 1,07 м (объемом 4,6 м?) полумонококовой конструкции из хорошо сваривающихся алюминиевых сплавов марок 2219-Т8751, 2210-Т81, 2239-Т851, имеющих изотропные характеристики, предел прочности на растяжение 44,3 кг/мм?, предел текучести 35,1 кг/мм?, одинаковые во всех направлениях, минимальное удлинение 5%.

    Два рабочих места для астронавтов оборудованы пультами управления и приборными досками, системой привязи астронавтов, двумя окнами переднего обзора, окном над головой для наблюдения за процессом стыковки, и телескопом в центре между астронавтами (рис. 14.13, 14.15 и 14.16).

    Рис. 14.13. Лунный корабль.

    Рис. 14.14. Взлетная ступень лунного корабля.

    Рис. 14.15. Взлетная ступень лунного корабля. Внутренний вид правой половины.

    Рис. 14.16. Взлетная ступень лунного корабля. Внутренний вид левой половины.

    В передней стенке герметического отсека экипажа кроме двух треугольных окон переднего обзора имеется квадратный люк, открывающийся внутрь, рамером 0,81 x 0,81 м для выхода и входа экипажа. Внешняя полумонококовая конструкция вокруг герметических отсеков спроектирована так, что воспринимает все нагрузки взлетной ступени и изолирует кабину от напряжений. Отсек взлетного ЖРД образован двумя бимсами, проходящими под нижней палубой центрального отсека (рис. 14.17).

    Рис.14.17. Монококовый каркас взлетной ступени лунного корабля и детали каркаса.

    Туннельное кольцо, находящееся сверху взлетной ступени, соединяется со стыковочным кольцом командного отсека. Туннель диаметром 0,81 м проходит через центральный отсек взлетной ступени и используется для перехода экипажа из командного отсека в лунный корабль. Верхний люк туннеля взлетной ступени открывается внутрь и не может быть открыт при загерметизированной кабине и не состыкованной с командным отсеком.

    Вся конструкция взлетной ступени окружена тепловым и микрометеорным защитным экраном из многослойного майлара, покрытого снаружи одним тонким слоем алюминия.

    Посадочная ступень лунного корабля в виде крестообразной рамы из алюминиевого сплава несет на себе в центральном отсеке двигательную установку с посадочным ЖРД фирмы STL (рис. 14.18).

    В четырех отсеках, образованных рамой вокруг центрального отсека, установлены топливные баки, кислородный бак, бак с водой, гелиевый бак, электронное оборудование, подсистема навигации и управления, посадочный радиолокатор и аккумуляторы.

    Рис. 14.18. Рама посадочной ступени лунного корабля и детали рамы.

    Четырехногое убирающееся шасси, установленное на посадочной ступени, поглощает энергию удара при посадке корабля на поверхность Луны разрушающимися сотовыми патронами, установленными в телескопических стойках ног шасси; дополнительно удар смягчается деформацией сотовых вкладышей в центрах посадочных пят. Каждая пята снабжена щупом, сигнализирующим экипажу момент выключения ЖРД при контакте с лунной поверхностью. Шасси находятся в сложенном состоянии до отделения лунного корабля от командного отсека; после отделения по команде экипажа лунного корабля пиропатроны перерезают чеки у каждой ноги и под действием пружин шасси выпускается и становится на замки. Так же как взлетная ступень, посадочная ступень окружена тепловым и микрометеорным защитным экраном из многослойного майлара и алюминия. Высота посадочной ступени 3,22 м, диаметр 4,3 м.

    Весовые характеристики лунного корабля приведены в табл.5.

    Таблица 5

    Номинальный вес лунного корабля 14 710 кг. Конструктивная схема лунного корабля показана на рис 14.19. (см. вкладку в конце книги)

    Электрическая система лунного корабля состоит из четырех серебряно-цинковых аккумуляторов по 400 а·ч, установленных на посадочной ступени, и двух аккумуляторов по 310 а·ч на взлетной ступени; на взлетной и посадочной ступенях по две электроцепи распределения энергии, соединительные коробки и реле, две шины постоянного тока и 2 дублируемых инвертора на 400 гц и 350 в·а. Если возникнет перегрузка (>2000 а), реле управления электроцепью автоматически выключают аккумулятор.

    Установленные на взлетной ступени 2 контактора позволяют подключить любой аккумулятор к одной из шин или к обеим. Контроль мощности осуществляется коробкой соединительных реле. Перед разделением ступеней лунного корабля эти реле разрывают основной кабель между взлетной. и посадочной ступенями. Когда лунный корабль состыкован с командным отсеком, его источники электроэнергии могут обеспечить все потребители лунного корабля.

    Система жизнеобеспечения состоит из блока регенерации и очистки атмосферы, систем подачи кислорода, регулирования давления в кабине и регулирования циркуляции воды, блока теплопередачи и кранов подразрядки кислородом и водой автономной ранцевой системы жизнеобеспечения астронавтов. Блок регенерации и очистки атмосферы имеет цепь охлаждения и вентиляции костюмов, уменьшение уровня окиси углерода, удаления запахов; циркуляционная система кабины обеспечивает вентиляцию атмосферы и регулирование давления в кабине. Сброс пара в космическое пространство из испарительной системы скафандров производится через испарительные патрубки.

    Система подачи кислорода регулирует расход газообразного кислорода и поддержание давления в скафандрах и кабине. Система подачи кислорода посадочной ступени обеспечивает потребное количество кислорода в процессе посадки и пребывания на Луне; система подачи кислорода взлетной ступени рассчитана на обеспечение кислородом фазы взлета с Луны, встречи и стыковки с командным отсеком.

    Вода для питья, охлаждения, тушения огня, приготовления пищи и пополнения водой автономной ранцевой системы жизнеобеспечения содержится в трех баках (подача осуществляется под давлением азота): один бак на 167 кг воды установлен на посадочной ступени и 2 бака с 47 кг воды каждый на взлетной ступени.

    Блок теплопередачи имеет основной и дублирующий контуры, работающие на водном растворе гликоля. Основной контур обеспечивает регулирование температуры кислорода в кабине и скафандрах, а также регулирование температуры аккумуляторов и электронного оборудования, смонтированного на охлаждаемых панелях.

    Если основной контур не работает, дублирующий контур охлаждает только электронное оборудование, а охлаждение скафандров обеспечивается испарительным водяным контуром. Избыток тепла сбрасывается испарением воды.

    Система жизнеобеспечения астронавтов лунного корабля показана на рис. 14.20.

    Система связи. На борту лунного корабля установлены 2 приемо-передатчика, работающие в S-диапазоне (1,55…5,2·10^6 кгц), 2 приемо-передатчика УКВ и соответствующие им антенны. Система осуществляет микрофонную связь, передачу и прием данных для определения траектории, передачу 270 телеметрических измерений, телевизионную передачу на Землю.

    Микрофонная связь между лунным кораблем и наземными станциями ведется в S-диапазоне, между лунным кораблем и командным отсеком на УКВ.

    На борту имеется 4-канальный магнитофон с отметкой времени и запасом ленты на 10 ч. Магнитофон с борта лунного корабля переносится в командный отсек и возвращается на Землю. [1—5, 9, 10, 13, 16.]

    Рис. 14.20. Схема системы жизнеобеспечения астронавтов на лунном корабле. 1 – разъемы; 2 – клапан регулировки температуры в скафандрах; 3 – канистры с гидроокисью лития и активированного угля для поглощения углекислого газа; 4 – помпы прокачки гликоля; 5 – теплообменник и испаритель; 6 – сепараторы воды; 7 – теплообменник гликоль-кислород; 8 – клапаны ручной регулировки; 9 – блок помп прокачки гликоля; 10 – охлаждаемые пластины для монтажа электронного оборудования; 11 – испаритель гликоля; 12 – испаритель воды; 13 – испаритель фреона; 14 – бак с водой на посадочной ступени; 15 – 2 бака с водой на взлетной ступени; 16 – кран заправки водой автономной ранцевой системы жизнеобеспечения; 17 – теплообменник дублирующей системы; 18 – вентиляторы, обеспечивающие циркуляцию кислорода в кабине; 19 – кран заправки кислородом автономной ранцевой системы; 20 – баллон с гликолем; 21 – регулятор температуры в кабине; 22 – система управления и навигации; 23 – электронное оборудование резервной системы управления; 24 – клапан подачи кислорода для аварийного наддува кабины; 25 – подача кислорода из баллонов, установленных на посадочной ступени; 26 —подача кислорода из баллонов на взлетной ступени; 27 – в кабину и из кабины.

    1.5. Двигательные установки корабля Apollo

    Корабль Apollo имеет 3 главные двигательные установки: служебного отсека, посадочную и взлетную. Служебная двигательная установка используется для коррекции траектории полета к Луне, выхода на траекторию ИСЛ, выхода на траекторию возвращения к Земле и в аварийных ситуациях. Двигательная установка посадочной ступени обеспечивает сход лунного корабля с орбиты ИСЛ, торможение и мягкую посадку на Луну. Взлетная двигательная установка используется для старта с Луны взлетной ступени и вывода ее на траекторию ИСЛ. Расчетная продолжительность работы двигательных установок корабля приведена в табл. 6.

    Таблица 6

    В двигательных установках корабля Apollo применены ЖРД с абляционным охлаждением камер сгорания, работающие на самовоспламеняющихся компонентах топлива аэрозин-50 (несимметричный диметилгидразин и гидразин, 1:1) и четырехокись азота, подаваемых в двигатели из баков с помощью вытеснительной системы. Баки наддуваются газообразным гелием.

    Веса и размеры главных составных частей двигательных установок корабля Apollo приведены в табл. 7.

    Основные характеристики двигателей корабля Apollo даны в табл. 8.

    Служебный отсек и схема топливной системы двигательной установки служебного отсека показаны на рис. 15.1 а, б.

    Гелий под высоким давлением хранится в двух сферических баках и поступает в баки хранения топлива, пройдя электроклапаны, параллельно соединенные регуляторы, обратные клапаны и теплообменники. Топливо из баков хранения поступает в расходные баки и через теплообменники в двигатель. В линию питания двигателя окислителем поставлен расходный клапан для более эффективного использования топлива. Система измерения расхода топлива имеет датчики, расположенные в баках, указывающие остаток топлива и относительный расход горючего и окислителя, который регулируется вручную расходным клапаном.

    Таблица 7

    Таблица 8 [4]

    Рис. 15.1 (а). Служебный отсек со служебной двигательной установкой.

    Рис. 15.1 (б). Схема топливной системы двигательной установки служебного отсека.

    Для обеспечения надежной работы систем двигательных установок корабля Apollo применялось резервирование таких элементов, как регуляторы, обратные клапаны, расходные клапаны, расходомеры. Эта идея резервирования видна и в схеме работы ЖРД служебного отсека (ряс. 15.2), в которой имеются параллельные шаровые клапаны, резервированные усилители. Азот под высоким давлением сообщает энергию усилителям, и в каждой из двух систем усилителей достаточно азота для 35 запусков ЖРД.

    Рис. 15.2. Схема работы ЖРД служебного отсека

    Тот же принцип резервирования применен в двигательных установках посадочной и взлетной ступеней лунного корабля, с некоторыми исключениями вследствие различных требований к этим трем двигательным установкам.

    Топливные баки двигательной установки посадочной ступени наддуваются гелием, хранящимся в сверхкритическом состоянии (рис. 15.3). Теплообменники топливо-гелий и гелий-гелий подводят к гелию тепло, чтобы поддержать давление в гелиевом баке и поднять температуру расходуемого гелия, при которой он может быть испольтован более эффективно. Для хранения топлива используются 4 бака, попарно соединенные параллельно. Так же как в двигательной установке служебного отсека, применено резервирование деталей там, где это необходимо. Пироклапан с дублированным запалом изолирует гелиевый бак до тех пор, пока не начнет работать посадочная двигательная установка на орбите-ИСЛ. Пироклапаны, установленные за обратными клапанами, предохраняют систему наддува от испарившегося топлива до запуска ЖРД.

    Рис. 15.3. Схема топливной системы двигательной установки посадочной ступени лунного корабля.

    После посадки на Луну топливные баки дренажируются с помощью пироклапанов и соленоидных клапанов, и давление в баках не растет из-за теплоотдачи от ЖРД. Дренажирование должно контролироваться, чтобы исключить опасность для экипажа.

    Последовательно-параллельные шаровые клапаны посадочного ЖРД (рис. 15.4) подобны описанным клапанам ЖРД служебного отсека, но усилители получают энергию от давления топлива вместо давления азота. В топливной линии к усилителям поставлены параллельно 2 клапана, изолирующих усилители от проникновения топлива.

    Рис. 15.4. Схема ЖРД посадочной ступени лунного корабля.

    На схеме показан инжектор переменного сечения для дросселирования тяги ЖРД.

    Двигательная установка взлетной ступени (рис. 15.5) подобна двигательной установке служебного отсека. Гелий под высоким давлением хранится в двух баках. В системе используются соленоидные клапаны, последовательно-параллельные редукторы давления, обратные клапаны. Установлено только 2 топливных бака без расходомеров. Имеется датчик минимального уровня, сигнализирующий об остатке топлива на 10 сек.

    Для изоляции гелиевых баков до начала работы ЖРД используются пироклапаны. Последовательно-параллельные электроклапаны ЖРД включаются и выключаются дублированными усилителями, получающими энергию от давления топлива.

    В обеих системах (посадочной и взлетной) двигательных установок нет расходного клапана, но при холодной проливке подбираются диаметры отверстий шайб настройки, точно обеспечивающие расчетный состав смеси. [24, 27, 28.]

    Рис. 15.5. Схема топливной системы двигательной установки взлетной ступени лунного корабля.

    1.6. Космические летные испытания двигательных установок корабля Apollo

    После обширной программы наземных испытаний в Уайт-Сэндз, шт. Нью-Мексико, включавшей проверку работы двигательных установок на всех ожидаемых режимах работы, в барокамере на экспериментальном образце корабля Apollo, был начат этап космических летных испытаний. На этом этапе были решены следующие задачи: отработка двигательных установок в беспилотном полете (Apollo-5), отработка двигательных установок в пилотируемом полете по геоцентрической орбите (Apollo-9), отработка двигательных установок в пилотируемом полете по окололунной орбите (Apollo-10). Apollo-5 и Apollo-9 были оборудованы контрольно-измерительной аппаратурой, используемой только на этапе летных испытаний конструкции (аппаратура «ЛИ»), и аппаратурой с кодово-импульсной модуляцией (аппаратура «КИМ»), которая соответствовала штатному составу измерений и устанавливалась на все последующие летные экземпляры кораблей Apollo. Информация аппаратуры «КИМ» передавалась на Землю в реальном масштабе времени для того, чтобы контролировать характеристики космического аппарата в процессе полета. Телеметрическая информация с аппаратуры «ЛИ» для оценки систем была доступной после полета. Сочетание контрольно-измерительной аппаратуры «КИМ» и «ЛИ» на первых аппаратах обеспечило преемственность между летными и наземными испытаниями, а также оказалось полезным в отношении анализа полетных ненормальностей. На рис. 16.1 и 16.2 приведены схемы двигательных установок посадочной и взлетной ступеней Apollo с контрольными приборами.

    Рис. 16.1. Схема контрольно-измерительной аппаратуры двигательной установки посадочной ступени лунного корабля.

    Apollo-10. Двигательная установка посадочной ступени.

    Двигательная установка посадочной ступени лунного корабля дважды запускалась в полете Apollo-10. Первый запуск – переход на траекторию спуска, второй запуск – фазирование орбиты.

    Работа двигательной установки посадочной ступени протекала следующим образом. Давление в баке со сверхкритическим гелием перед стартом возрастало со скоростью 0,539 ат/ч. Средний темп роста давления во время полета в условиях невесомости перед первым запуском составлял 0,414 ат/ч. Такое снижение скорости роста давления привело к более низкому давлению в бачке с гелием в момент повторного запуска двигателя по сравнению с ожидавшимся уровнем.

    Рис. 16.2. Схема контрольно-измерительной аппаратуры двигательной установки взлетной ступени лунного корабля.

    Эффект растворимости гелия в компонентах топлива снижает давление в газовых подушках топливных баков. Растворимость гелия в окислителе приблизительно в 5 раз больше, чем в горючем, поэтому давление в баках окислителя снижается сильнее, чем в баках горючего. Давления наддува баков в полете были получены по датчикам на входе в двигатель (GQ3611P и GQ4111P). Величины давлений по этим датчикам в предстартовых условиях отличаются от давлений в газовых подушках топливных баков на величину гидростатического подпора компонентов. Этого гидростатического подпора нет при полете в условиях невесомости. 13 мая 1969 г. баки горючего были наддуты до 13,59 ата при 22,3°С. В день пуска, 18 мая, давление в баках понизилось до 13,22 ата при 22,8°С, что указывает на некоторое растворение гелия в течение 5 сут стоянки ракеты на пусковом столе. Первые полетные данные были получены во время проверки лунного корабля на 83-м ч полета; давление составило 10,77 ата при 21,2°С. Через 13 ч эти величины почти не изменились (10,70 ата при 21,0°C), что указывает на достижение состояния, близкого к полному насыщению.

    По давлениям на входе в двигатель и в камере сгорания был рассчитан расход компонентов топлива. Расход горючего при полной тяге отличался от расчетных значений на ?1%, – расход окислителя на ?0,5%.

    Тяга рассчитывалась двумя методами. По первому методу использовались данные предполетных испытаний двигателя и регистрируемое в полете давление в камере сгорания:

    где ?=0,975 – коэффициент потерь; pк=7,474 ата – давление в камере сгорания; Кп= 1,7695 – коэффициент тяги в пустоте; Fкр=350,0 см? – площадь критического сечения сопла. Рассчитанная величина тяги составила 4513 кг. Ожидаемая величина тяги составляла 4495 кг. Расхождение величины менее 0,5%.

    Кроме того, тяга двигателя была вычислена с использованием уравнения движения космического корабля

    где G=13 876 кг – средний за 12 сек вес лунного корабля; а=3,170 м/сек? – среднее ускорение. Тяга, вычисленная по этому методу, составила 4480 кг.

    Этот метод считается более точным, так как расход массы лунного корабля от момента старта до повторного запуска двигательной установки посадочной ступени составлял менее 1 % массы аппарата в момент старта.

    Удельный импульс, рассчитанный по тяге и расходу топлива, составил 304,2 сек.

    По уравнению

    где ?V – приращение скорости в результате второго включения двигателя; Gн – начальный вес; Gк – конечный вес; g =9,807 м/сек?, вычисленный удельный импульс составил 304,3 сек. Эти расчеты хорошо согласуются с ожидавшейся величиной 303,2 сек.

    В табл. 9 приведены расчетные и фактические летные характеристики двигательной установки посадочной ступени.

    Таблица 9

    Двигательная установка взлетной ступени

    Двигательная установка взлетной ступени лунного корабля запускалась в полете Apollo-10 дважды. Первый запуск длился 15 сек. Продолжительность второго запуска (до выработки топлива) составила 213 сек, тяга 100%.

    В основу расчета характеристик двигателя взлетной ступени были положены значения параметров, замеренные во время второго запуска.

    Секундный расход рассчитывался путем определения количества топлива, израсходованного с момента начала запуска до обнажения датчиков полной выработки компонентов топлива. Соответствующие данные приведены в табл. 10.

    Остаток топлива в баках в момент обнажения датчиков полной выработки компонентов топлива состоял из 18,55 кг горючего и 21,59 кг окислителя. Кроме того, дополнительный расход 10,02 кг окислителя вызван испарением и повышенным расходом его после выработки горючего. Рассчитанный секундный расход топлива составил 5,008 кг/сек по сравнению с ожидавшейся величиной 5,103 кг/сек.

    Таблица 10

    Сравнительные данные по измерениям давлений в двигательной установке взлетной ступени при наземных и летных испытаниях приведены в табл. 11.

    Таблица 11

    Удельный импульс двигательной установки взлетной ступени лунного корабля в целом, т. е. с учетом расхода топлива двигателями РСУ рассчитывается по отношению

    Из РСУ лишь двигатели, создававшие тягу в направлении X, параллельном направлению тяги основного двигателя, участвовали в создании приращения скорости лунного корабля, остальные двигатели РСУ работали сбалансированными парами.

    Удельный импульс основной двигательной установки взлетной ступени лунного корабля рассчитывался по уравнению

    где f – доля топлива, идущего на РСУ, расходуемая «Х-двигателями», ДУ и РСУ – секундный расход топлива для основной двигательной установки и всех двигателей РСУ соответственно, Jуд.РС —удельный импульс РСУ.

    Вычисленный таким образом удельный импульс двигательной установки взлетной ступени лунного корабля составил 309,2 сек (ожидавшаяся величина 308,8 сек). Тяга двигателя была вычислена по формуле

    Предварительные расчеты дали величину тяги 1570 кг. Более низкая величина тяги в полете по сравнению с ожидавшейся величиной объясняется пониженным давлением на выходе из блока регуляторов системы наддува. Результаты летных испытаний двигательной установки взлетной ступени лунного корабля приведены в табл. 12.

    Таблица 12

    Apollo-11. Двигательная установка посадочной ступени

    Двигательная установка включалась дважды в полете Apollo-11. Первый запуск, обеспечивший переход лунного корабля на траекторию снижения, производился над обратной стороной Луны. Второе включение (торможение при посадке) было произведено через 1 ч. Продолжительность работы двигательной установки составила при этом 756,6 сек.

    Показания контрольно-измерительной аппаратуры. В основном датчики функционировали очень хорошо. Предельная разница в показаниях различных датчиков давления на выходе из блока регуляторов не превышала 0,18 ат. Во время торможения были зарегистрированы пульсации давления окислителя на входе в двигатель (размах колебаний до 4,71 ат). Пульсации давления в камере сгорания и давления горючего на входе в двигатель, а также изменения характеристик двигателя по результатам измерений не были обнаружены, что указывает на отсутствие в действительности пульсаций в линии окислителя. Такого рода пульсации наблюдались при наземных испытаниях, когда слабые колебания усиливались резонансом полости в узле установки датчика давления. Узел установки датчика состоит из тройника, один из штуцеров которого заглушен, а другой подсоединен к датчику. Условия резонанса изменяются в зависимости от количества гелия, попавшего в тройник и степени дросселирования двигателя.

    Работа системы наддува при спуске протекала следующим образом. Система сверхкритического гелия работала на номинальном режиме (рис. 16.3). Графики давления окислителя на входе в двигатель и давления в камере сгорания приведены на pис 16.4, где видны также обсуждавшиеся выше пульсации. На рис. 16.5 показано снижение давления в топливных баках, обусловленное растворимостью гелия в компонентах топлива.

    Риc. 16.3. Изменение давления в гелиевом баке двигательной установки взлетной ступени лунного корабля Apollo-11.

    Работа системы контроля количества топлива на протяжении всего полета соответствовала расчетам. Ожидаемые величины и результаты телеметрии приведены на рис. 16.6. Эти данные показывают, что измеряемые в обоих баках количества окислителя расходятся к концу второго запуска. Датчик полной выработки компонентов топлива сработал на 685 сек после зажигания (за 71 сек до подачи команды на выключение двигателя и за 116 сек до расчетного момента полной выработки компонентов).

    Рис. 16.4. Пульсации давления в камере ЖРД и давления окислителя на входе в ЖРД посадочной ступени лунного корабля Apollo-11

    Рис. 16.5. Растворение гелия в горючем (а) и в окислителе (б) по расчетным и экспериментальным данным для двигательной установки посадочной ступени лунного корабля Apollo-11.

    Рис. 16.6. Расход окислителя в двигательной установке посадочной ступени лунного корабля Apollo-11

    После посадки лунного корабля на поверхность Луны для сброса давления из бачка с гелием и из топливных баков отработавшей двигательной установки посадочной ступени были открыты послепосадочные дренажные клапаны окислителя и горючего. Режим дренажа окислителя был номинальным. Дренаж горючего сопровождался неожиданным ростом давления горючего на входе в двигатель (рис. 16.7).

    Дренаж гелиевого бачка одновременно с дренажем топливных баков привел к замораживанию горючего во внешнем теплообменнике. Наблюдавшийся неожиданно высокий рост давления горючего на входе в двигатель был вызван термическим расширением горючего в замкнутом объеме между замерзшим теплообменником и отсечными клапанами за счет теплоподвода от камеры сгорания. Для следующих полетов было решено не производить дренаж бачка со сверхкритическим гелием до взлета с Луны. Это достигается закрытием запорных гелиевых клапанов.

    Рис. 16.7. Дренаж топливных баков двигательной установки посадочной ступени после посадки Apollo-11 на Луну.

    Таблица 13

    Таблица 14

    В табл. 13 и 14 приводятся ожидаемые и летные характеристики двигательной установки посадочной ступени лунного корабля Appollo-11.

    Двигательная установка взлетной ступени

    Двигатель осуществил старт с посадочной ступени и вывел взлетную ступень на окололунную орбиту. Все давления и температуры были номинальными. ЖРД работал на полной тяге 237 сек. На рис. 16.8 показано давление гелия в баллонах системы наддува.

    Рис. 16.8. Давление гелия в баллонах двигательной установки взлетной ступени лунного корабля Apollo-11

    В табл. 15 и 16 даются расчетные и измеренные в полете характеристики двигательной установки взлетной ступени лунного корабля Apollo-11.

    Таблица 15

    Таблица 16

    Литература

    1. The Apollo spacecraft. Space World, 1969, № F-3 (ЭИ АиР, 1969, № 32)

    2. Apollo lunar module. Spaceilight, 1969, 11, № 6, (ЭИ АиР, 1969, №38)

    3. Mc Carthy J. F., Dodds J. I., Crowder R. S. Development of the Apollo launch escape system. J. Spacecraft and Rockets, 1968, 5, № 8, ЭИ АиР, 1969, № 1; РЖ, 1969, 3.41.156

    4. Ryan R. S., Kiefling Z. A., Buchanan H. J., J.arvinen W. A. Simulation of Saturn V S-II stage propellant feeding dynamics. AIAA Paper № 70—626, ЭИ АиР, 1970, № 39; РЖ, 1970, 11.41.214

    5. Тawil М. N., Caloger P. The use of multilayer insulation on the LM vehicle. AIAA Paper № 69—609, (ЭИ АиР, 1970, № 7)

    6. Strickland Z. Lunar rover-ready for Moon drive. Aviat. Week and Space Technol., 1971, 94, № 21. ЭИ АиР, 1971, № 40; РЖ 1971, 11.41.257

    7. Davisson J. С., Мс.Harris J. A. S-IVB restart chilldown experience. AIAA Paper № 70—672, (ЭИ АиР, 1970, № 42).

    8. Sandford J. W., Магtin J. E., The Saturn V for the «70 s» SAE Preprints, 1969, № 715, (ЭИ АиР, 1970, № 21)

    9. Renman R. E., Mendelsohn A. R. Lunar module thermal control and life support systems for Apollo applications. SAE Preprints, 1969, № 625, ЭИ АиР, 1970, № 21; РЖ, 1970, 6.41.93

    10. Long L. L., Hammitt R. L. Meteoroid performaition effects on space cabin design. AIAA Paper № 69—365. РЖ, 1970, 2.41.217

    11. Mc Allum W. E. Development of meteoroid protection for extravehicular activity space suits. AIAA Paper № 69—366, ЭИ АиР 1969 № 46; РЖ, 1970, 2.41.124

    12. Hеlvеу W. М., Jagоw R. B., Smith J. М. Life support requirements for the second decade of manned space flight IAF Papers a., N B134, ЭИ АиР, 1969, № 22; РЖ, 1969, 6.41.111

    13. Сour—Palais Burton G. Meleorolid protection by multiwall structures. AIAA Paper N 69—372 ЭИ АиР, 1969, № 46; РЖ, 1970. 1.41.146

    14. Drenning С. К., Stechman R. С. Determination of tailoff impulse and tailoff repeatability for small rocket engines. AIAA Paper, № 70—674, ЭИ АиР, 1970, № 41; РЖ, 1970, 11.41.125

    15. Мorea S. F., Adams W. R., Arnett C. D. America's Lunar roving vehicle. AIAA Paper № 71—847

    16. Smith W. W., Nyberg D. G., Wilson W. W., Hood J. F. Development and design aspects of a 5—pound thrust RCS rocket engine module. AIAA Paper N 70-654, ЭИ АиР, 1970, № 45; РЖ 1970,

    17. Africanо R. С., Logedon Т, S. Optimization Saturn V. AIAA Paper №69—451

    18. Lee В. James. Apollo status reports. Saturn V launch vehicle. AIAA Paper N 69—1094

    19. Мullen С. R., Bender R. L. Saturn V/S-IC stage model and flight test base thermal environment. AIAA Paper N 69—318

    20. George М. Low. Apollo spacecraft. AIAA Paper N 69—1095

    21. Hellmann R., Conovar М., Morrison E., Neilson J. Lunar module thermal—vacuum simulation utilizing confonnal heater thermal control. AIAA Paper N 69—312

    22. Graves D. L., Glynn P. C. A technique for analyzing latching dynamics and loads induced during spacecraft docking. AIAA Paper N 70—21

    23. Pragenau J. L. Stability analysis of Apollo-Saturn V propulsion and structure feedback loop. AIAA Paper N 69—877

    24 Noгris J. D Apollo propulsion system performance evalution. AIAA Paper N 68—586; ЭИ АиР, 1968, №. 44.

    25. Flight event sequence. Speceflight v. 13, № 2, 1971

    26. Saturn V. Spaceflight v. 13, № 1, 1971









    Главная | Контакты | Нашёл ошибку | Прислать материал | Добавить в избранное

    Все материалы представлены для ознакомления и принадлежат их авторам.