Аннотация: Выпуск Итоги науки и техники из серии Ракетостроение, том 3, «Пилотируемые полеты на Луну, конструкция и характеристики Saturn V Apollo» является обзором и систематизацией работ, информация о которых опубликована в изданиях ВИНИТИ АН СССР в 1969—1972 гг. В томе 3 описываются конструкция, весовые, летные характеристики и космические летные испытания ракеты-носителя Saturn V и корабля Apollo. Рассматриваются системы управления корабля Apollo, принципы прицеливания траектории полета Земля-Луна-Земля, навигация, коррекция траектории полета, методы аварийного возвращения. Описываются полеты на Луну кораблей Apollo-11, 12, 13, 14, 15, 16 и 17, анализируется механика полета, посадка на Луну, взлет с Луны и возвращение на Землю. Библиографический обзор литературы и рефератов, опубликованных в изданиях ВИНИТИ АН СССР, приводится в конце каждой главы. Выпуск рассчитан на научных работников, инженеров-конструкторов, специалистов по испытанию и эксплуатации, преподавателей, аспирантов, работающих в области астронавтики, космической ракетной техники и авиации. Книга предназначается и для специалистов смежных с астронавтикой наук, интересующихся космической ракетной техникой, обеспечивающей полет человека на Луну. --------------------------------------------- Пилотируемые полеты на Луну, конструкция и характеристики Saturn V Apollo РАКЕТОСТРОЕНИЕ Том 3 ГОСУДАРСТВЕННЫЙ КОМИТЕТ СОВЕТА МИНИСТРОВ СССР НАУКЕ И ТЕХНИКЕ АКАДЕМИЯ НАУК СОЮЗА СОВЕТСКИХ СОЦИАЛИСТИЧЕСКИХ РЕСПУБЛИК ВСЕСОЮЗНЫЙ ИНСТИТУТ НАУЧНОЙ И ТЕХНИЧЕСКОЙ ИНФОРМАЦИИ ИТОГИ НАУКИ И ТЕХНИКИ СЕРИЯ РАКЕТОСТРОЕНИЕ ВЫПУСКИ, ОПУБЛИКОВАННЫЕ РАНЕЕ: 1. Ракетостроение. 1963—1965, М., 1966 2. Ракетостроение. 1966—1967, М., 1969 [1] Предисловие В выпуске Итоги науки и техники из серии Ракетостроение том III «Пилотируемые полеты на Луну, конструкция и характеристики Saturn V Apollo» на основании анализа, сопоставления и систематизации новейших материалов, изложенных в докладах на научно-технических конференциях AIAA, Международных астронавтических конгрессах, съездах IEEE, трудах ASME и статей в периодической литературе за 1969—1972 гг., дается описание и подводятся предварительные итоги программы Apollo. Программа Apollo, утвержденная Конгрессом США 25 мая 1961 г., вскоре после полета Ю. А. Гагарина, должна была решить единственную конкретную задачу «достичь цели, до конца десятилетия высадить человека на Луну и возвратить его благополучно на Землю». Пилотируемые полеты на Луну по программе Apollo закончены в декабре 1972 г. Анализ результатов и оценка научно-технических итогов программы Apollo послужат основой для разработки новой космической техники, необходимой для дальнейшего прогресса космонавтики. Настоящий выпуск Итогов науки и техники содержит четыре главы. Гл. I Конструкция и характеристики Saturn V Apollo Гл. II Системы управления корабля Apollo Гл. III Траектории, управление, навигация, радиосвязь и аварийные возвращения Гл. IV Космические летные испытания Saturn V Apollo и пилотируемые полеты на Луну. В конце каждой главы приводится библиографический обзор литературы и рефератов опубликованных в изданиях ВИНИТИ АН СССР. Автор выражает глубокую признательность и благодарность рецензенту заслуженному деятелю науки и техники П. В. Цыбину за ценные указания, советы и сделанные в рукописи исправления, доктору технических наук, профессору О. А. Чембровскому за замечания при рецензировании рукописи, инж. Никитину С. А. за активное участие в систематизации и обработке материалов по программе Apollo для ЭИ АиР, инж. Н. Н. Хлебниковой за большую помощь, оказанную при подготовке рукописи к печати. Принятые сокращения 1. ИСЗ – Искусственный спутник Земли 2. ИСЛ – Искусственный спутник Луны 3. ЖРД – Жидкостный ракетный двигатель 4. РДТТ – Ракетный двигатель твердого топлива 5. ТНА – Турбо-насосный агрегат 6. ОК/ГОР – Окислитель/горючее 7. ЭЦВМ – Электронно-цифровая вычислительная машина 8. ЦАП – Цифровой автопилот 9. БИИ – Блок инерциальных измерений 10. БПД – Блок преобразования данных 11. УВТ – Управление вектором тяги 12. РСУ – Реактивная система управления 13. БРО – Блок расчета ориентации 14. КО – Командный отсек корабля Apollo 15. СО – Служебный отсек корабля Apollo 16. ОБ – Основной блок корабля Apollo 17. ЛК – Лунный корабль 18. ТКС – Транспортная космическая система 19. ОС – Орбитальный самолет 20. МТК – Межорбитальный транспортный корабль 21. ЯРД – Ядерный ракетный двигатель 22. ЛБК – Лунный буксирующий корабль 23. ОКС – Орбитальная космическая станция 24. ОКСЛ – Орбитальная космическая лунная станция 25. ИСМ – Искусственный спутник Марса 26. ОСУН – Основная система управления и навигации 27. АСУ – Аварийная система управления 28. НБОИ – Наземный блок обработки информации 29. КСТ – Контур коррекции смещения вектора тяги 30. САС – Система аварийного спасения 31. Орбита 185/200 км – Эллиптическая орбита с высотой над поверхностью небесного тела в перигее 185 км, в апогее 200 км 32. AIAA – American Institute of Aeronautics and Astronautics. 33. IEEE – Institute Electrical Electronics Engineer 34. NASA – National Aeronautics and Space Administration. 35. ЭИ АиР – Экспресс-информация «Астронавтика и ракетодинамика» издание ВИНИТИ АН СССР 36. ASME – American Society of Mechanical Engineers. Введение Итоги и перспективы развития космонавтики XX век войдет в историю как век революционного развития науки и техники и социалистических преобразований на Земле. Но среди многих выдающихся научных и технических достижений XX века наиболее значительным является освобождение от оков земного тяготения и полет человека в космическое пространство. Запущенный Советским Союзом 4 октября 1957 г. искусственный спутник Земли (ИСЗ) открыл Эру космических полетов. Быстрое развитие космической техники в СССР, вскоре после запуска ИСЗ, позволило сделать человеку первый шаг в космические просторы Вселенной. 12 апреля 1961 г. Юрий Алексеевич Гагарин на корабле «Восток» облетел по орбите вокруг Земли. Этот первый шаг – великая победа над силами природы, открывшая для всего человечества дорогу в космическое пространство, – является поворотным пунктом в истории цивилизации. Успехи космонавтики огромны. Автоматические межпланетные станции (АМС) исследуют планеты Марс и Венера. В атмосфере Венеры совершают плавный спуск и посадку на парашютах спускаемые аппараты, передают физические характеристики атмосферы и грунта («Венера-4, 5, 6, 7 и 8»). Планета Марс исследуется аппаратами с пролетных орбит и с орбиты искусственного спутника, а на поверхности Марса осуществил мягкую посадку спускаемый аппарат («Марс-2», «Марс-3»). С Земли мы управляем движением «Лунохода-1», исследуем топографию Луны, физические характеристики лунного грунта и внегалактическое рентгеновское излучение («Луна-17»). С помощью, беспилотных автоматических станций, осуществивших мягкую посадку на Луну, доставлены на Землю образцы лунного грунта («Луна-16» и «Луна-20»). Расширяется использование ИСЗ для научных целей, развития народного хозяйства и промышленности (ИСЗ серий-«Протон», «Электрон», «Космос», «Метеор», «Молния»-«Орбита»). ИСЗ «Протон-4» самая крупная в мяре автоматическая научная лаборатория в космосе. Вес полезной нагрузки «Протон-4» на орбите 17 т. Вес научной аппаратуры для изучения природы космических лучей высоких и сверхвысоких энергии 12,5 т. На ИСЗ серии «Интеркосмос» ведутся работы по договору о международном сотрудничестве в области изучения и освоения космического пространства в мирных целях. На орбите вблизи Земли создается первая экспериментальная орбитальная космическая станция (ОКС) с экипажем из четырех человек путем стыковки двух пилотируемых кораблей («Союз-4» и «Союз-5»). На орбиты ИСЗ запускаются 3 пилотируемых корабля с общим составом одновременно работающего в космосе экипажа 7 чел. Ведется исследование совместного маневрирования, полета строем, методов навигации и проводится обширная программа научных экспериментов («Союз-6, 7 и 8»). В речи на митинге посвященном встрече экипажей кораблей «Союз-6, 7 и 8», Л. И. Брежнев говорил: «Наша наука подошла к созданию долговременных орбитальных станций и лабораторий – решающего средства широкого освоения космического пространства. Советская наука рассматривает создание орбитальных космических станций со сменными экипажами как магистральный путь человека в космос. Они могут стать „космодромами в космосе“, стартовыми площадками для полетов на другие планеты. Возникнут крупные научные лаборатории для исследования космической технологии, биологии, медицины, геофизики, астрономии и астрофизики». (Газета «Правда», 30 дек. 1969 г.). Полеты на Луну кораблей Apollo – новое выдающееся достижение в освоении человеком космических полетов. Наряду с такими событиями, как первый запуск ИСЗ, полет Ю. А. Гагарина на корабле «Восток», выход А. Леонова в открытое космическое пространство, исследование планет Марс и Венера, выход людей на поверхность Луны войдет в историю развития космонавтики как одно из важнейших событий. Программа Apollo закончена в 1972 г. Из семи полетов по программе с посадкой на Луну (Apollo-11—17), в драматическом полете Apollo-13 посадка на Луну оказалась невозможной из-за взрыва кислородного бака и крупных разрушений служебного отсека корабля Apollo и было осуществлено аварийное возвращение экипажа на Землю. Последняя экспедиция на Луну завершившая программу Apollo совершена на корабле Apollo-17 астронавтами Ю. Сернаном, Р. Эвансом и X. Шмиттом с 6 по 19 декабря 1972 г. Всего по программе Apollo выполнено 9 пилотируемых полетов к Луне, из них 6 с посадкой лунного корабля на поверхность Луны. Облет Луны совершило 27 чел. На орбиту ИСЛ выходило 24 чел. На поверхность Луны высаживалось 12 чел. Стоимость космических полетов В Space Letter NASA, № 375 от 1 сентября 1970 г. сообщалось, что на программу Apollo, включая все полеты до 1970 г., было израсходовано 23 850 млрд. долл. Вся программа, включая полет Apollo-11, до 31 июля 1969 г. стоила 21 349 млрд. долл., на каждый следующий полет расходуется 2 млрд. долл. В Space Letter NASA, № 376 от 15 сентября 1970 г. опубликована стоимость конструкции космической системы Saturn V Apollo Дорого стоят и пилотируемые полеты в Ближний космос на орбиты искусственного спутника Земли. Каковы причины высокой стоимости космических полетов? Современная космическая ракетная техника основана на баллистическом принципе полета и одноразовом использовании конструкции. Ракета-носитель и полезная нагрузка возвращаются на Землю в таком состоянии, что их невозможно использовать вторично, спасаются только люди. Ни одна современная транспортная система, осуществляющая перевозки по земле, воде или по воздуху, не могла бы существовать, из-за слишком высокой стоимости, при одноразовом использовании конструкции. Современная баллистическая космическая техника не может удовлетворить растущих требований космонавтики и тормозит ее дальнейшее развитие. Должна быть создана новая космическая техника, экономически более эффективная, основанная на фундаментальном изменении принципов космического полета. Экономика США и космическая стратегия NASA Бюджетные ассигнования NASA, начиная с 1961 г., быстро росли и достигли максимума в 6 млрд. долл. в 1966 г. (рис. 01). Однако экономические и финансовые проблемы, возникшие в США вследствие войны во Вьетнаме, привели к резкому сокращению бюджета NASA, начавшемуся в 1966 г. Это привело к быстрому росту разности между потребными расходами на перспективные космические программы и фактическим бюджетным ассигнованием NASA. Рис. 01. Космический бюджет США. 1 – календарные годы; 2 – приблизительные расходы в млрд. долл. по годам; 3 – общий бюджет NASA; 4 – пилотируемые космические полеты; 5 – исследования и руководство программами; 6 – наземное оборудование Сокращение бюджета стало тормозить развитие космонавтики и заставило NASA искать пути создания экономически более эффективной космической техники. Современная космическая стратегия NASA заключается в стремлении к максимальному приращению процентов выполнения космических программ, на один израсходованный доллар. Эта стратегия математически представляется в виде частной производной NASA стремится к максимальному удешевлению стоимости космических программ путем перехода на новую космическую транспортную систему, состоящую из пилотируемых кораблей многократного применения. Новая космическая транспортная система многократного применения Принцип создания новой космической транспортной системы состоит в использовании для перевозок пассажиров и грузов трех специализированных пилотируемых космических аппаратов многократного применения, орбитального самолета (ОС), межорбитального транспортного корабля с ядерным ракетным двигателем (МТК с ЯРД) и лунного буксирующего корабля (ЛБК), на различных участках маршрута Земля-Луна. На участке Земля-ОКС-Земля транспортировку осуществляет ОС. МТК с ЯРД обеспечивает перевозки между орбитальными космическими станциями Земли и Луны. Транспортировку на участке между Луной и ОКС Луны осуществляет лунный буксирующий корабль. Главным элементом новой космической транспортной системы будет орбитальный самолет, который положит начало возникновению космической авиации. [1—6]. Космические программы США Беспилотные космические аппараты для исследования космического пространства и использования космической техники в практических целях. В 70-х гг. основное внимание уделяется исследованию внутренних планет Меркурий и Венера, а также планеты Марс. Предусматриваются первоначальные исследования внешних планет – Юпитера, Сатурна и Урана – и будут предприняты первые попытки исследования Нептуна и Плутона. Программа исследования планет, приведенная ниже, охватывает всю нашу Солнечную систему и сочетает исследование планет с пролетных орбит, с орбит искусственных спутников планет, использование зондов и аппаратов мягкой посадки [7]. В области применения космической техники для связи, метеорологии и исследования ресурсов Земли, роль NASA существенно меняется. NASA будет отвечать за разработку новой техники и обеспечивать инструктаж агентств, которые будут использовать эту технику. Таблица 01 Для участия в этой области национальной космической программы привлекаются несколько правительственных агентств и частных компаний. NASA проектирует запуск спутника связи ATS—F/G на синхронную орбиту с целью усовершенствования техники связи, улучшения техники управления движением самолетов, навигации и ретрансляционной техники. NASA разрабатывает проект синхронного метеорологического ИСЗ SMS для непрерывного наблюдения за погодой над большей частью поверхности Земли. В области исследования ресурсов Земли NASA разрабатывает ИСЗ ERIS для усовершенствования приборного оборудования многоспектрального обзора и исследования земных ресурсов. Пилотируемые полеты В 70-х гг. NASA предусматривает проведение трех программ пилотируемых полетов. 1. Завершение полетов по программе Apollo. 2. Запуск и эксплуатация орбитальной космической станции Skylab. 3. Создание и ввод в эксплуатацию орбитального самолета. Хотя общее число пилотируемых полетов небольшое, в 70-е гг. произойдет переход на качественно новую космическую технику – космическую авиацию. Создание космической авиации, основанной на более совершенных принципах полета и экономически более эффективной, позволит снизить расходы на транспортировку полезной нагрузки на орбиту ИСЗ в 100 раз и это будет иметь большое значение для дальнейшего прогресса космонавтики. [8—12] Программы NASA пилотируемых космических полетов на 70-е годы приведены в таблице 01. Литература 1. Senate approves space shuttle funding. Aerospace Daily -1971 49 № 42 ЭИ АиР, 1971, № 41; РЖ, 1971, 11.41.49 [2] ) 2. Shuttle promises billions of dollars in cost savings – mathematica. Space Bus. Daily, 1971, 56, № 33, .РЖ, 1971, 11.41.55 3. Congress blocks shuttle funding cuts. Aviat. Week and Space Technol., 1971, 95, № 1, ЭИ АиР, 1971, № 41; РЖ, 1971, 11.41.102 4. Phased approach to space shuttle development studied by NASA. Aerospace Daily, 1971, 48, № 33, ЭИ АиР, 1971, № 41; РЖ, 1971, 11.41.19 5. Nau R. A. Meeting space shuttle technology requirements at minimum cost. Pap. ASME, 1970, № AV/SpT—17, РЖ, 1971, 10.41.175 6 Milton J. F., Schramn W. B. Space shuttle vehicle concept and technology requirements. Pap. ASME, 1970, № AV/SpT-21, ЭИ АиР, 1971, № 42, РЖ, 1971. 10.41.178 7. Titus R. R. Early manned exploration of the planets. J. Spacecraft and Rockets, 1971, 8, № 5, ЭИ АиР, 1971, № 40, РЖ, 1971, 11.41.199 8. Advanced lunar operation keyed to nuclear shuttles. Aviat. Week and Space Technol., 1963, 91, № 6, ЭИ АиР, 1970, № 9 9. Bock E. H., Peters С. F., Siden L. E. Stage characteristics of an orbit—to—orbit shuttle designed for launch in an earth-to-orbit shuttle-vehicle. AIAA Paper № 70—268, ЭИ АиР, 1970, № 32 10. Nixon endorses Space Shuttle, calls for 5,5 billion +20% over next six years. Aerospace Daily, 1972, 53, № 4 11. Shuttle shapes up. Flight international, 1972, 101, № 3280, РЖ, 1972, 5.41.150 12. A shuttle decision. Flight International, 1972, 101, № 3279, РЖ, 1972, 5.41.20 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 Глава II Системы управления корабля Apollo 2.1. Реактивная система управления корабля Apollo. Общая характеристика системы управления Все 3 отсека корабля Apollo – командный отсек, служебный отсек и лунный корабль – имеют самостоятельные реактивные системы управления (рис. 21.1). Рис. 21.1. Корабль Apollo: 1 – лунный корабль; 2 – служебный отсек; 3 – командный отсек; 4 – реактивная система управлений лунного корабля; 5 – посадочный ЖРД РСУ корабля Apollo имеет 44 специальных ЖРД. На всех отсеках корабля Apollo РСУ импульсного типа работают на системах подачи топлива под давлением, с 2-компонентным самовоспламеняющимся топливом. Полный импульс, создаваемый ЖРД РСУ при одном включении, может быть в пределах от 0,4 до 25 000 кг. сек. Некоторые ЖРД РСУ в процессе полета могут включаться до 10 000 раз. РСУ обеспечивает управление кораблем Apollo на всех этапах полета. РСУ служебного отсека управляет кораблем после его отделения от ступени S-IVB, на траектории полета Земля-Луна, при выходе на орбиту ИСЛ, после отделения лунного корабля управляет основным блоком (командный и служебный отсеки) на орбите ИСЛ и на траектории возвращения основного блока к Земле. РСУ лунного корабля осуществляет управление при посадке на Луну, при взлете второй ступени лунного корабля с Луны, во время встречи и стыковки с основным блоком. РСУ командного отсека управляет в процессе входа в атмосферу после отделения командного отсека от служебного. РСУ служебного отсека и лунного корабля кроме управления ориентацией могут осуществлять поступательные перемещения по всем трем осям. РСУ командного отсека управляет только ориентацией. РСУ могут работать на автоматическом режиме от цифрового автопилота (ЦАП) или на режиме ручного управления астронавтом. Реактивная система управления служебного отсека РСУ служебного отсека управляет ориентацией и поступательным перемещением с момента выхода корабля на траекторию полета к Луне до разделения командного и служебного отсеков. ЖРД РСУ служебного отсека могут работать в импульсном или непрерывном режиме. При импульсном режиме последовательно выдаваемый ЖРД минимальный импульс равен 0,18 кг·сек. Одновременно один ЖРД может быть включен на сравнительно продолжительный режим постоянной тяги, а остальные могут работать в импульсном режиме управления ориентацией. РСУ служебного отсека состоит из четырех самостоятельных независимо работающих подсистем – блоков, расположенных по окружности цилиндрической части служебного отсека, через 90°. Каждый блок имеет связку из четырех ЖРД радиационного охлаждения и самостоятельную систему наддува баков и подачи топлива. В каждой связке два ЖРД расположены по направлению продольной оси аппарата и два в поперечном направлении. Поперечные ЖРД создают момент, вращающий аппарат вокруг оси X и поступательные перемещения вдоль осей У и Z. Продольные ЖРД создают вращающие моменты вокруг осей Y и Z и поступательное перемещение вдоль оси X. Для осуществления управления, как правило, ЖРД включаются попарно. РСУ служебного отсека работает на 2-компонентном топливе, четырехокись азота (N2H4) используется в качестве окислителя и монометилгидразин (ММН) в качестве горючего, состав смеси (окислитель/горючее) равен 2. Каждый блок имеет запас топлива 147 кг; суммарный запас топлива для системы РСУ служебного отсека 588 кг. Все блоки РСУ служебного отсека работают идентично по схеме, приведенной на рис. 21.2. для одного блока. Рис. 21.2. Топливная система блока ЖРД реактивной системы управления служебного отсека В гелиевый бак сферической формы из титанового сплава (6А1—4V) заправляется газообразный гелий под давлением 290 кг/см?. В линии подачи гелия установлены изолирующие клапаны. Электромагнитные изолирующие клапаны, удерживаемые в открытом положении магнитным замком и в закрытом положении нагруженные пружиной, имеют электропереключатель, указывающий экипажу положение клапана. Высокое давление гелия двумя блоками параллельных регуляторов снижается до рабочего давления 12,7 кг/см?. Для обеспечения надежности системы в каждом блоке последовательно соединены 2 регулятора. Если один из регуляторов отказал в открытом положении, другой регулятор этого блока будет поддерживать рабочее давление в системе. Если один из регуляторов отказал в закрытом положении, то регуляторы параллельного блока обеспечат требуемое давление. Между регуляторами давления и входом в топливные баки установлены блоки последовательно-параллельных обратных клапанов и предохранительные клапаны. Обратные клапаны предохраняют систему от смешения испарившихся компонентов топлива. Каждый блок имеет 4 обратных клапана, соединенных в последовательно-параллельную цепь. Последовательное соединение препятствует смешению паров, а параллельное соединение обеспечивает необходимую подачу гелия в баки горючего и окислителя. Предохранительные клапаны защищают топливные баки от разрушения, если при изменении температуры сильно возрастает давление. Предохранительный клапан снабжен разрывной диафрагмой, герметизирующей систему и исключающей утечку гелия до возникновения перенаддува. Диафрагма разрывается при давлении 16 кг/см?, предохранительный клапан открывается при давлении 16,5 кг/см? и закрывается при давлении 15,5 кг/см?. Внутри каждого топливного бака имеется камера – мешок из тефлона, заполненная топливом. Когда бак наддувается, гелий поступает в полость между камерой и стенками бака, сжимает камеру и осуществляет подачу топлива в ЖРД. Все топливные баки РСУ Apollo выполнены по одной технологии из одинакового материала и с одинаковым диаметром 32 см. Баки имеют цилиндрическую форму и шарообразные днища, объем баков изменяется за счет длины цилиндрической части. В каждом блоке РСУ служебного отсека по 2 бака для горючего и по 2 бака для окислителя. Баки каждого из компонентов топлива соединены параллельно и работают в системе как один бак. В магистрали между топливными баками и ЖРД установлены электромагнитные изолирующие клапаны. Когда баки наддуты, изолирующие клапаны открыты и топливо поступает к клапанам ЖРД. В период обслуживания РСУ служебного отсека изолирующие клапаны закрыты. Они открываются в момент старта и открыты в течение всего полета. В топливных магистралях горючего и окислителя за изолирующими клапанами и перед входом в ЖРД установлены фильтры, предохраняющие инжекторы ЖРД от загрязнения. Количество топлива в баках РСУ служебного отсека определяется косвенным методом, посредством измерения количества гелия, вытекшего из гелиевого бака, в предположении отсутствия утечки гелия. Масса гелия, перетекшая в топливные баки, определяется разностью между начальной массой газа в баке и измеренным количеством газа, оставшегося в баке. Количество топлива в баках определяется разностью между объемом топливных баков и объемом гелия, перетекшего в топливные баки. Недостатком системы является отсутствие информации о составе смеси. Однако система простая и легкая, имеет единственный комбинированный датчик температуры и давления гелия. Реактивная система управления лунного корабля РСУ лунного корабля выполняет следующие функции. 1. Осуществляет отделение лунного корабля от основного блока. 2. Управляет ориентацией лунного корабля на активных и пассивных участках траектории полета. 3. Осуществляет поступательные перемещения при зависании лунного корабля перед посадкой на Луну. 4. Производит стыковку лунного корабля с основным блоком. В дополнение к основным функциям, в случае преждевременного выключения ЖРД двигательной установки взлетной ступени, РСУ лунного корабля может сообщить взлетной ступени дополнительную скорость, необходимую для выхода на траекторию ИСЛ. Для выполнения всех функций и с целью увеличения надежности РСУ лунного корабля выполнена в виде двух идентичных и самостоятельных систем А и В (рис. 21.3, 21.4). Рис. 21.3. Компановка топливной системы реактивного управления лунного корабля на взлетной ступени. Каждая из систем А и В имеет по 8 ЖРД, самостоятельную систему наддува баков и подачи топлива. Все ЖРД РСУ лунного корабля соединены по 4 ЖРД в четырех блоках, равномерно размещенных по периферии взлетной ступени. Два ЖРД в каждом блоке расположены параллельно оси Х и 2 ЖРД в плоскости, перпендикулярной оси X. Два ЖРД каждого блока нормально обеспечиваются топливом из системы А, другие 2 из системы В. Нормально обе системы работают одновременно, но каждая из систем может обеспечить управление лунным кораблем. Промежуточная линия с клапанами, соединяющая системы А и В, и линия, соединяющая топливную систему ЖРД взлетной ступени и РСУ, обеспечивают максимальную гибкость РСУ лунного корабля. РСУ лунного корабля работают на 3-компонентном топливе, в качестве окислителя используется N2O4 и в качестве горючего 50% смесь несимметричного диметилгидразина с гидразином. В топливных баках РСУ лунного корабля содержится 264 кг расходуемого топлива, кроме этого, в нормальных условиях полета РСУ лунного корабля расходует 82 кг топлива двигательной установки взлетной ступени. Рис. 21.4. Схема топливной системы реактивного управления лунного корабля. Многие агрегаты РСУ лунного корабля, регуляторы давления, обратные клапаны, предохранительные клапаны, гелиевый бак и топливные баки, по конструкции и действию подобны агрегатам РСУ служебного отсека. Гелиевый бак заполняется гелием под давлением 210 кг/см? (рис. 21.4), В магистрали подачи гелия установлены изолирующие пиротехнические клапаны, герметизирующие гелий под высоким давлением до активизации системы. Поток гелия, пройдя фильтры, последовательные регуляторы давления, последовательно-параллельные обратные клапаны, поступает в топливные баки, работающие так же, как топливные баки РСУ служебного отсека. Изолирующие клапаны в линии подачи топлива на выходе из баков, 2-ходовые соленоидного типа с магнитными замками, удерживающими клапан в открытом и закрытом положении, имеют индикаторы положения клапана. Такие же клапаны установлены в линии, соединяющей системы А и В, и в линии, соединяющей РСУ с топливной системой ЖРД посадочной ступени. В условиях нормального полета топливо из баков доходит до изолирующего клапана. После активации системы изолирующие клапаны открыты и топливо доходит до клапанов ЖРД. Если ЖРД отказывает, клапаны в линиях окислителя и горючего, изолирующие блок, закрываются и выключают 2 ЖРД этого блока. Клапаны в линиях, соединяющих системы А и В, при нормальных условиях полета закрыты; если нарушается работа одной из систем, клапаны открываются и ЖРД обеих систем могут работать, используя топливо противоположных систем. Когда РСУ лунного корабля питается топливом двигательной установки ЖРД взлетной ступени, главный изолирующий клапан закрыт, но перед выключением ЖРД взлетной ступени в соединительной магистрали клапан закрывается, а главный изолирующий клапан открывается. Эта операция критическая по времени и осуществляется таким образом, чтобы избежать образования газовых гелиевых пробок в трубопроводах РСУ лунного корабля. Реактивная система управления командного отсека РСУ командного отсека выдает импульсы, необходимые для управления ориентацией командного отсека при входе в атмосферу Земли на этапе от момента отделения командного отсека от служебного до начала раскрытия парашютной системы. Кроме номинального режима полета РСУ командного отсека осуществляет управление на всех режимах аварийного возвращения командного отсека. РСУ командного отсека состоит из двух независимых систем А и В. Каждая из систем А и В имеет по 6 ЖРД абляционного охлаждения, самостоятельную систему наддува баков и подачи топлива. Все оборудование РСУ командного отсека расположено под герметической кабиной экипажа в задней части командного отсека. В нормальных условиях полета обе системы А и В работают одновременно, однако, каждая система может обеспечить все управление командным отсеком (рис. 21.5). Рис. 21.5. Схема топливной системы реактивного управления командного отсека. Каждая из РСУ командного отсека идентична блоку РСУ служебного отсека, за исключением того, что РСУ командного отсека имеет дополнительно соединительные линии и перепускные клапаны для осуществления слива топлива и инертного газа перед посадкой командного отсека. Большинство важных деталей РСУ командного отсека сгруппировано на панелях. При неисправностях вся панель снимается и заменяется запасной. На выходе из гелиевого бака в линии подачи гелия установлено 2 изолирующих пироклапана, они закрыты до момента отделения командного отсека перед входом в атмосферу. После открытия пироклапанов гелий проходит регуляторы, снижающие давление до 20,8 кг/см? и поступает в газовую полость топливных баков, работающих так же, как баки РСУ служебного отсека. До активизации системы топливо в баках изолируется от ЖРД разрывными диафрагмами. После активизации системы (открытие пироклапанов, изолирующих гелий под высоким давлением) увеличивается давление,которое разрывает диафрагмы в топливных магистралях, и топливо поступает к клапанам ЖРД. Чтобы обеспечить слив топлива и гелия из РСУ перед посадкой командного отсека, в системе имеются пиротехнические клапаны, соединяющие гелиевые магистрали системы А и В, пиротехнический перепускной клапан, открывающий доступ гелию внутрь камеры топливного бака для вытеснения остатков топлива, пиротехнические клапаны, соединяющие топливные магистрали системы А и В, пиротехнические клапаны, открывающие сливные отверстия из системы. ЖРД РСУ командного отсека существенно отличаются от ЖРД РСУ служебного отсека. ЖРД реактивной системы управления служебного отсека и лунного корабля ЖРД РСУ служебного отсека и лунного корабля с тягой 45,5 кг импульсного типа, радиационного охлаждения, работающие на монометилгидразине или 50% смеси гидразина и несимметричного диметилгидразина в качестве горючего и N2O4 в качестве окислителя, квазиустановившееся давление в камере сгорания 7 кг/см?. Вес ЖРД 2,27 кг. ЖРД состоит из двух частей – камеры сгорания с соплом, оканчивающимся сечением с отношением площадей 7:1, и удлинительного сопла (рис. 21.6). Камера сгорания, механически обработанная из молибденовой поковки с кварцевым покрытием, предохраняющим молибден от окисления. Рис. 21.6. ЖРД реактивной системы управления служебного отсека и лунного корабля Удлинительное сопло из кобальтового сплава с восемью кольцами жесткости по наружной поверхности. Инжектор из алюминиевого сплава и нержавеющей стали с отверстиями постоянного сечения. В конструкции ЖРД имеется воспламенительная предкамера, возбуждающая горение и сводящая к минимуму детонацию, так как сильные скачки давления могут разрушить ЖРД. Детонация гасится путем опережения впрыска горючего в камеру на несколько миллисекунд до окислителя. Внутри предкамеры 2 отверстия для окислителя и горючего. При открытии инжекторных клапанов поток топлива по прямому каналу поступает в предкамеры и возбуждает горение, остальное топливо поступает к отверстиям, окружающим предкамеры. Вследствие гидравлического запаздывания в инжекторе воспламенение этого топлива происходит на 3 мсек позднее, чем внутри предкамеры. Топливные инжекторные клапаны должны быстро реагировать на электрические команды «открыто», «закрыто», и обеспечивать герметическое закрытие без просачивания топлива (рис. 21.7). Клапаны монтируются непосредственно на инжекторе, имеют соленоиды с отдельными электросистемами для автоматического и ручного управления. После поступления на ЖРД команды «открыть» топливные клапаны, проходит 9 мсек до полного открытия, поток топлива достигает камеры сгорания через 11 мсек и через 12 мсек после команды «открыть» возникает горение. Рис. 21.7. Топливный инжекторный клапан Характеристики ЖРД РСУ служебного отсека и лунного корабля приводятся на рис. 21.8 а,б. Рис. 21.8 (а). Характеристики ЖРД реактивной системы управления служебного отсека и лунного корабля. Удельный импульс; суммарный импульс; состав смеси в функции времени Рис. 21.8 (б). Тяга ЖРД в функции времени ЖРД реактивной системы управления командного отсека ЖРД РСУ командного отсека с тягой 42,2 кг абляционного охлаждения работают на монометилгидразине и N2O4, ква-зиустановившееся давление в камере сгорания 10,5 кг/см?. Вес ЖРД 4,08 кг (рис. 21.9). ЖРД работают главным образом в импульсном режиме, но могут использоваться и в режиме постоянной установившейся тяги. Два топливных инжекторных клапана той же конструкции, что и клапаны ЖРД РСУ командного и служебного отсеков, управляют подачей горючего и окислителя. [1—18] Рис. 21.9. ЖРД реактивной системы управления командного отсека Рис. 21.10. Характеристики ЖРД реактивной системы управления командного отсека. (а). Удельный импульс, суммарный импульс и состав смеси в функции времени. (б). Тяга ЖРД в функции времени. Характеристики ЖРД РСУ командного отсека на рис. 21.10а,б. 2.2. Цифровой автопилот космического корабля Apollo Впервые в условиях пилотируемого космического полета цифровой автопилот (ЦАП) был применен на космическом корабле Apollo. Анализ результатов полетов кораблей Apollo с ЦАП показывает хорошее совпадение прогнозируемых и наблюдаемых процессов управления. Первое применение ЦАП на космическом корабле показало, что он во многих отношениях превосходит аналоговые автопилоты, не только обеспечивает требуемые динамические характеристики, но и обладает многими свойствами, недоступными аналоговой системе. К этим свойствам относятся автоматическая оценка и коррекция эксцентриситета вектора тяги, автоматическое изменение коэффициентов усиления по мере выгорания топлива, возможность осуществления различных режимов управления. Общее описание работы цифрового автопилота На активных участках траектории полета управление аппаратом по каналам тангажа и рыскания осуществляется отклонением на кардане ЖРД служебного отсека. Управление ориентацией по каналу крена производится ЖРД реактивной системы управления. Расчет команд на отклонение вектора тяги для компенсации ошибок между требуемой и измеренной ориентацией является функцией управления вектором тяги цифрового автопилота. Управление вектором тяги ЦАП по каналам тангажа и рыскания осуществляется следующим образом. 1. В контуре управления траекторией полета бортовой ЭЦВМ командного отсека подсчитываются приращения углов ориентации в инерциальной системе координат и преобразуются в координаты, связанные с аппаратом. 2. Блок преобразования данных измеряет углы кардана блока инерциальных измерений и формирует импульсы, представляющие малые фиксированные приращения этих углов. Приращения углов суммируются в бортовой ЭЦВМ командного отсека и отсылаются в регистр блока преобразования данных. 3. В регистре блока преобразования данных, в соответствии с программой ЦАП производится квантование и по обратной разности углов блока преобразования данных на каждом интервале находятся малые приращения. 4. Приращения величин в блоке преобразования данных на каждом интервале квантования преобразуются в координаты, связанные с аппаратом, и вычитаются из командных приращений, которые вырабатываются по программе управления траекторией полета. 5. Полученная разность представляет собой приращение ошибок ориентации; эти приращения суммируются и дают ошибку ориентации в координатах, связанных с аппаратом. Небольшие ошибки начальной ориентации, возникающие в результате выполнения маневра осадки топлива перед запуском ЖРД служебного отсека не учитываются и обнуляются в регистре ЦАП Apollo перед запуском ЖРД. Это делается с той целью, чтобы исключить возбуждаемые начальными ошибками изгибные колебания Apollo. Когда лунный корабль отстыкован от основного блока, проблемы изгибных колебаний не возникает и начальные ошибки ориентации учитываются точно. 6. Ошибки ориентации поступают в фильтры компенсации каналов тангажа и рыскания ЦАП, в которых вырабатываются команды сервомотором кардана ЖРД для углов тангажа и рыскания (рис. 22.1). Эти компенсирующие сигналы должны также обеспечить демпфирование изгибных колебаний аппарата и колебаний в результате плескания топлива. Рис. 22.1. Функциональная блок-схема управления вектором тяги в плоскости тангажа (или рыскания). 7. ЦАП Apollo имеет два компенсирующих режима работы: первый с широким диапазоном для стабилизации аппарата от плескания при полной заправке, требующейся для полета на Луну, второй – узкий диапазон для стабилизации от плескания топлива при любых заправках. ЦАП начинает управление вектором тяги в широком диапазоне и остается на этом режиме до тех пор, пока астронавт не переключит его на режим работы в узком диапазоне. Он осуществляет переключение с помощью кодового слова, набираемого на клавишах пульта управления. Это переключение астронавт осуществляет, когда плескание топлива приводит к чрезмерным колебаниям ЖРД. Таким образом извлекается максимум преимуществ из широкого диапазона в начале неустойчивого режима управления вектором тяги. 8. ЦАП командного и служебного отсеков имеет только один компенсирующий режим работы. Рис. 22.2. Функциональная блок-схема контура коррекции эксцентриситета тяги в плоскости тангажа (или рыскания). 9. Как показано на рис. 22.2, суммарный командный сигнал к каждому серводвигателю кардана складывается из сигнала компенсирующего фильтра и сигнала контура коррекции смещения вектора тяги. Последняя составляющая смещает суммарный командный сигнал таким образом, что при нулевом выходе из компенсирующего фильтра вектор тяги проходил бы точно через центр тяжести, если отсутствует движение центра тяжести и вектора тяги относительно командного угла. 10. Контур управления вектором тяги состоит из двух главных элементов – суммирующего регистра, выдающего смещение, и низкочастотного фильтра, проводящего суммарный командный сигнал с частотой квантования ЦАП. Разность между величиной смещения и выходным сигналом низкочастотного фильтра вводится на суммирующий регистр каждые 0,5 сек с тем, чтобы медленно корректировать ошибки регулирования, вызванные эксцентриситетом вектора тяги. Это в некоторой степени эквивалентно введению пропорционально-интегральной передаточной функции между компенсирующим фильтром и суммарным сигналом управления. Контур управления вектором тяги работает таким образом, что его сигналы не возбуждают колебаний топлива и изгибных колебаний и мало влияют на устойчивость космического аппарата как твердого тела. 11. Астронавт задает начальные условия суммирующему регистру контура коррекции смещения вектора тяги и низкочастотному фильтру перед началом управления вектором тяги. Позднее начальные условия суммирующему регистру задают снова, чтобы осуществить так называемую одноразовую корреляцию. 12. Если ЦАП управляет основным блоком, величина в суммирующем регистре контура коррекции смещения вектора тяги не изменяется до осуществления одноразовой коррекции через 3 сек после запуска ЖРД. Эта коррекция состоит в добавлении к содержимому суммирующего фильтра удвоенного изменения выходного сигнала низкочастотного фильтра (удвоение сигнала необходимо для компенсации запаздывания фильтра). Следуя такой коррекции, содержимое суммирующего фильтра контура коррекции смещения вектора тяги изменяется каждые 0,5 сек, как показано на рис. 22.3. Рис. 22.3. Структурная схема компенсирующего фильтра цифрового автопилота: а – корабль Apollo, широкий диапазон работы; б – корабль Apollo, узкий диапазон работы; в – основной блок 13. В ЦАП Apollo возрастание содержимого в суммирующем регистре контура коррекции смещения вектора тяги начинается с момента запуска ЖРД. Однако суммирующий регистр обнуляется при переключении режимов на текущее значение выходного сигнала низкочастотного фильтра. Предполагается, что переключение происходит после начального неустановившегося режима низкочастотного фильтра. При переключении режимов низкочастотный фильтр обнуляется и поступающая на сервомоторы команда сдвигается к сигналу суммирующего регистра контура коррекции смещения вектора тяги. После переключения контур коррекции смещения вектора тяги продолжает работать с теми же коэффициентом усиления, частотой квантования и постоянной времени низкочастотного фильтра. 14. Если ЦАП управляет основным блоком, то в контуре управления траекторией полета коэффициент усиления остается постоянным. Когда ЦАП управляет кораблем Apollo, то при переключении режимов коэффициент усиления в контуре управления траекторией полета уменьшается. Канал ЦАП управления вектором тяги по крену обеспечивает ориентацию и управление угловой скоростью относительно оси крена с помощью ЖРД РСУ. Его задача сводится к сохранению ориентации основного блока на активных участках траектории полета в пределах установленной зоны нечувствительности. Углы наружной рамки кардана стабилизированной платформы, которая параллельна оси крена, считываются, обрабатываются и дают приближенно ориентацию и угловую скорость. Для выработки команд на включение ЖРД РСУ используется логика переключения в фазовой плоскости. Канал ЦАП управления вектором тяги по крену играет сравнительно малую роль, главную роль в управлении тягой и скоростью полета космического корабля играют каналы тангажа и рыскания. Требования, предъявляемые к цифровому автопилоту Основным требованием, предъявляемым к каналам тангажа и рыскания ЦАП, является обеспечение совместно с внешним контуром управления траекторией полета малых ошибок по скорости в момент выключения двигателя. ЦАП должен ограничивать движение аппарата вокруг центра масс и изменение ориентации вектора тяги для того, чтобы минимизировать расход топлива и износ муфт сервоприводов, а также облегчить астронавтам управление кораблем. ЦАП должен выполнять программы, включаясь при неизвестных начальных условиях и при изменяющихся характеристиках аппарата на активном участке траектории полета. В момент запуска ЖРД служебного отсека могут возникнуть начальные возмущения, которые должно преодолеть управление вектором тяги ЦАП. 1. В результате осуществления маневра осадки топлива перед запуском ЖРД служебного отсека, начальные угловые скорости по тангажу и рысканию могут достигнуть 1 град/сек. 2. Результаты космических летных испытаний показывают, что плескание топлива вызывает колебания ориентации аппарата до 0,1 град/сек в момент запуска ЖРД служебного отсека. 3. Начальное продольное перемещение топлива (если не осуществлен маневр осадки топлива). 4. Перед запуском ЖРД служебного отсека бортовая ЭЦВМ командного отсека выдает сигнал на регулировку сервомоторов кардана и совмещение направления вектора тяги с расчетным положением центра тяжести. Но могут быть ошибки совмещения, являющиеся следствием неопределенности ориентации вектора тяги и неопределенности положения центра тяжести. Утроенное среднеквадратичное значение угла эксцентриситета вектора тяги изменяется от 1,4° (полный) до 0,98° (пустой) для основного блока и от 1,25° (полный) до 0,71° (пустой) для корабля Apollo. Максимальная расчетная скорость изменения угла эксцентриситета вектора тяги для корабля Apollo 0,003 град/сек в плоскостях тангажа и рыскания. Для основного блока эта скорость составляет 0,0083 град/сек в плоскости тангажа и 0,014 град/сек в плоскости рыскания. Характеристики космического корабля Apollo Динамические характеристики корабля Apollo существенно отличаются от характеристик основного блока, поэтому потребовалась разработка двух самостоятельных программ для ЦАП, управляющего обоими аппаратами. Основные различия характеристик аппаратов состоят в следующем. 1. Частота изгибных колебаний корабля Apollo~2 гц, частота изгибных колебаний основного блока ~ 5 гц. 2. Отличия в плечах управляющей силы, положения центра тяжести и моментах инерции таковы, что при одном и том же отклонении ЖРД служебного отсека угловое ускорение основного блока в 4 раза больше углового ускорения корабля Apollo. 3. Влияние плескания топлива в баках корабля Apollo существенно отличается от влияния плескания топлива в баках основного блока из-за дополнительных масс жидкости, различных моментов инерции и положения центра тяжести. Аналитическое описание цифрового автопилота Построение каналов тангажа и рыскания управления вектором тяги ЦАП может быть выполнено с помощью частотных характеристик разомкнутой системы. Эти характеристики выражаются членами функции разомкнутой цепи которая описывает ЦАП с разомкнутой цепью на входе в компенсирующий фильтр. Сомножители правой части уравнения (22.1) соответственно представляют частотные характеристики компенсирующего фильтра, контура компенсации эксцентриситета тяги, системы ЖРД-аппарат, параллельной комбинации обратной связи управления ориентацией ЦАП и управления траекторией полета. Частотные характеристики ЦАП могут быть представлены произведением 2 других сомножителя благодаря соответствующему выбору параметров близки к единице. С целью выбора корректирующих фильтров удобно перейти от частотных характеристик в области реальных частот D*(j?) и G*(j?) к эквивалентным частотным характеристикам D (ju) и G (ju) в ?-области. Прежде всего отметим, что D(ju) и G (ju) получаются путем подстановки ?=ju в ?-преобразование Эти ?-преобразования затем подвергаются z –преобразованиям. После этого с помощью подстановки z=esT могут быть получены частотные характеристики в области реальных частот. Аналогично эти характеристики могут быть получены из ?-преобразования путем z –?-преобразований: откуда угол или Таким образом Использование частотных характеристик D(ju) и G(ju) предпочтительнее, чем характеристик D*(j?) и G*(j?), так как их легче выразить аналитически и перевести в z –область для реализации бортовой ЭЦВМ. Кроме того, соотношение u=tg(?T/2) легко использовать для определения значений, соответствующих критическим частотам изгибных колебаний и колебаний от плескания жидкости. Частота квантования ЦАП, выбирается таким образом, чтобы ее половина значительно превышала резонансные частоты колебаний корабля Apollo и основного блока. Из характеристик G (ju) или G*(j?)), выделяя сомножители, обусловленные изгибными колебаниями и плесканием жидкости, получим чистую характеристику аппарата, как твердого тела Gr(ju) или С*r(j?). Компенсирующие звенья могут быть спроектированы на основе произведения D(ju)Gr(ju), эквивалентного D*(j?) G*r(j?), с добавлением к этим частотным характеристикам функций влияния плескания топлива и изгибных колебаний при различных количествах топлива в баках. Процесс проектирования упрощается использованием программы для вычислительной машины, которая строит амплитудные и фазовые характеристики D(ju)Gr(ju) в функции ?=(2/T)tg^-1u (22.10) В результате получаются графики D*(j?) G*r(j?), которые модифицируются с помощью функций M(j?) и Н(j?) для определения разомкнутой частотной характеристики аппарата как твердого тела G0r(j?)=D*(j?) M(j?) G*r(j?)Н (j?) (22.11) Контур компенсации эксцентриситета вектора тяги Влияние контура компенсации эксцентриситета вектора тяги на характеристики разомкнутой цепи ЦАП по конструктивным соображениям ограничивается областью ниже 2 рад/сек. Это значительно ниже частоты квантования интегратора этого контура, равной 2 гц (12,56 рад/сек), и частоты квантования ЦАП (25 гц для основного блока и 12,5 гц для корабля Apollo). Можно показать, что влияние указанных частот квантования пренебрежимо мало в диапазоне частот до 2 рад/сек, и контур компенсации эксцентриситета вектора тяги может быть аппроксимирован передаточной функцией непрерывного сигнала вида где Км – коэффициент усиления контура компенсации эксцентриситета вектора тяги; Тм – постоянная времени низкочастотного фильтра. Контур управления траекторией полета Динамика контура управления траекторией полета зависит от времени до окончания работы ЖРД, tgo. Для больших значений tgo этой зависимостью можно пренебречь при выводе передаточных функций контура управления траекторией полета. Эти функции даже в приближенном виде весьма полезны для понимания влияния контура управления траекторией полета на работу ЦАП в целом. Контур управления траекторией полета выполняет следующие операции. 1. Приращения скорости, измеряемые акселерометром, накапливаются и вычисляется текущая скорость V; 2. Каждые 2 сек вычисляется разность Vg между требуемой скоростью Vr и текущей скоростью V. 3. Каждые 2 сек находится векторное произведение Vg и ?V, где ?V – изменение скорости в течение последних 2 сек. 4. Результат векторного произведения нормируется по отношению Vg и ?V и затем умножается на коэффициент усиления Ksteer для получения вектора команды скорости ориентации. 5. Вектор угловой скорости ориентации преобразуется п-систему координат, связанных с аппаратом, и определяются команды для угловых скоростей тангажа и рыскания. 6. Управляющие команды по угловой скорости аппарата умножаются на период квантования ЦАП Т, чтобы получить-приращения, которые подаются в ЦАП через каждые Т сек. Приближенные аналитические соотношения, описывающие-динамику контура управления траекторией полета выводятся при следующих допущениях: 1) все тригонометрические функции заменяются их приближенными значениями для малых углов; 2) аппарат рассматривается как твердое тело с инерци-альной измерительной платформой, установленной в центре тяжести; 3) эффекты квантования пренебрежимо малы; 4) ось X аппарата и ось ЖРД первоначально выставлены параллельно вектору скорости Vr; в этом случае угол между вектором тяги и вектором Vr определяется как ? – ? (? – ориентация аппарата относительно вектора Vr, ? – отклонение ЖРД от начального направления; считается положительным, если создает положительное ускорение ?); 5) время tgo постоянно; 6) вектор Vr постоянен по величине и направлению; 7) запаздывание при вычислении в контуре управления траекторий полета пренебрежимо мало. При сделанных допущениях угол между вектором тяги и вектором требуемой скорости определяется как ? – ?, а соответствующие углы в плоскости тангажа и в плоскости рыскания для векторов Vg и ?V аппроксимируются выражениями (Ts – период квантования контура управления траекторией полета 2 сек). Нормированное векторное произведение векторов Vg и ?V дает разность ?vg – ??V, которая после умножения на коэффициент усиления Kst дает сигнал по угловой скорости ориентации . Эта команда по угловой скорости поступает в ЦАП в виде приращения ?cT, находится разность между командным и измеренным приращением для определения ошибки ориентации. Таким образом, ?c образуется путем квантования с периодом 2 сек непрерывного интеграла от ?—? и последовательного преобразования в приращения, которые суммируются на интервале в Т сек. Такая комбинация двух периодов квантования и аналогичного интегрирования усложняет задачу учета влияния контура управления траекторией полета на устойчивость ЦАП. Для упрощения анализа влияния управления траекторией полета автопилот можно рассматривать как элемент с непрерывным сигналом в контуре управления траекторией полета. Тогда остается только одна частота квантования 0,5 гц, связанная с формированием управляющего сигнала ?c. Частотную характеристику разомкнутого контура управления траекторией полета можно представить ?-преобразованием где F1(?)-преобразование F2(?) представляет процесс получения угла векторного произведения ?vg – ??V из интеграла (?—?); F1(?) описывает умножение этого угла на коэффициент усиления Kst для получения ?c, последующее интегрирование ?c для получения ?c', образования разности (?—?) автопилотом и ее интегрирование. Взаимное влияние автопилота и процесса управления траекторией полета проявляется более наглядно с помощью приближенного аналитического метода, заключающегося в добавлении к частотной характеристике разомкнутого контура ЦАП влияния управления траекторией полета. При этом предполагается, что эффекты транспонирования частот отсутствуют и частотная характеристика F1(?) может быть заменена частотной характеристикой в области реальных частот а также имеет место где Кr – коэффициент эффективности управления системы ЖРД-аппарат. В предположении, что F2(?) примет вид Частотная характеристика разомкнутого контура управления траекторией полета может быть представлена в виде где В области низких частот, где применима функция Gst(j?), влияние управления траекторией на характеристики разомкнутого контура ЦАП можно аппроксимировать путем прибавления Gst(j?) к единичному коэффициенту обратной связи по углу ориентации Следует заметить, что выражение H(j?) является хорошей аппроксимацией только для низких значений ?, меньше 0,2 рад/сек. Однако именно этот диапазон частот представляет наибольший интерес при анализе эффектов управления траекторией полета. Стабилизация корабля Apollo Необходимость стабилизации корабля при возникновении изгибных колебаний или плескания жидкости является одним из основных требований, предъявляемых к ЦАП. Для стабилизации корабля как твердого тела в ЦАП были приняты следующие значения запасов устойчивости: Указанные значения критериев устойчивости выбраны в предположении, что коэффициент усиления автопилота автоматически изменяется и компенсирует изменение характеристик цепи ЖРД-аппарат при выгорании топлива. Для стабилизации корабля при возникновении изгибных колебаний или плескания жидкости в передаточной функции вводятся сомножители, расположенные вблизи от мнимой оси и соответствующих нулей. Коэффициент усиления разомкнутой системы пропорционален произведению коэффициента усиления фильтра ЦАП Kz и квазистатического коэффициента цепи ЖРД-аппарат Kg, где – передаточная функция ЖРД-аппарат.(22.26) Kg зависит от количества топлива и изменяется по мере его выгорания. Эти изменения компенсируются обратнопропорциональным изменением коэффициента Kz, так чтобы общий коэффициент усиления контура оставался неизменным. Таким образом устойчивость корабля как твердого тела при возникновении изгибных колебаний и плескании жидкости обеспечивается выбором компенсирующего фильтра. На режиме широкого диапазона работы фильтр обеспечивает стабилизацию корабля от изгибных колебаний путем создания фазового запаздывания на низких частотах и затухания на высоких частотах. Стабилизация корабля от плескания жидкости осуществляется за счет создания фильтром фазового опережения. Компенсирующий фильтр обеспечивает стабилизацию корабля за счет фазового запаздывания при изгибных колебаниях с частотами ниже 8,4 рад/сек. При этом запас устойчивости на резонансной частоте составляет 35°. На режиме широкого диапазона работы обеспечивается стабилизация корабля при возникновении любых плесканий жидкости в баках корабля. Этот случай соответствует номинальным условиям – полному заполнению баков корабля. Максимальная частота плескания жидкости, при которой обеспечивается стабилизация корабля, составляет 4,075 рад/сек, что на 20% превышает максимум частоты для номинальных условий, равный 3,4 рад/сек. На режиме узкого диапазона работы фильтр обеспечивает стабилизацию корабля от высокочастотных плесканий жидкости при неполных баках созданием затухания до 57 дб. Стабилизация корабля от частоты плескания жидкости, которая ниже 2,08 рад/сек, осуществляется за счет фазового запаздывания. Затухание изгибных колебаний осуществляется более чем на 100 дб. Параметры конструкции цифрового автопилота Для обоих конфигураций летательного аппарата, корабля Apollo и основного блока в ЦАП используется компенсирующий фильтр шестого порядка, состоящий из трех каскадных секций второго порядка. В ЦАП корабля Apollo используются все 3 секции, на основном блоке только 2. Структура и параметры компенсирующих фильтров ЦАП представлены на рис. 22.4. Рис. 22.4. Структурная схема компенсирующего фильтра шестого порядка цифрового автопилота. В табл. 17 приведены численные значения параметров контуров управления траекторией полета и компенсации эксцентриситета вектора тяги [20]. Т аблица 17 2.3. Ручное управление кораблем Apollo На всех этапах полета корабля Apollo, а также в критических и аварийных ситуациях управление кораблем может осуществляться астронавтами вручную. Система ручного управления обеспечивает стабилизацию полета по курсу, координированные развороты, команды на ориентацию и перемещение корабля в пространстве. Отличительная особенность ручного управления лунного корабля в сравнении с другими летательными аппаратами состоит в том, что его динамические характеристики изменяются в широких пределах. Рис. 23.1. Лунный корабль (посадочная конфигурация). Рис. 23.2. Взлетная ступень. Лунный корабль управляется вручную во всех трех конфигурациях (рис. 23.1, 2, 3). В посадочной конфигурации один лунный корабль с полным запасом топлива весит 15 т и имеет моменты инерции относительно осей крена, тангажа и рыскания 34 000; 33 900 и 31 200 кг·м? соответственно, когда израсходована половина запаса топлива. Моменты инерции уменьшаются до 20 300; 16 800; 16 200 кг·м? при полностью израсходованном топливе посадочной ступени. Взлетная ступень лунного корабля весит 4900 кг с полным запасом топлива и 2600 кг, когда топливо израсходовано. Начальные моменты инерции 8250; 4700 и 9100 кг·м? уменьшаются после израсходования топлива до 2800; 3900 и 4400 кг·м?. Рис. 23.3. Корабль Apollo. Лунный корабль, состыкованный с основным блоком с полным запасом топлива при весе 42 800 кг имеет момент инерции относительно оси рыскания 56 000 кг·м?, моменты инерции относительно осей крена и тангажа 676 000 и 671 000 кг·м?, соответственно. В нормальных условиях полета Apollo моменты инерции могут изменяться в отношении 12 : 1, в аварийных ситуациях это отношение может возрасти до 243 : 1. Ручное управление лунным кораблем астронавты осуществляют с помощью: рукояток ориентации и перемещения, бортовой ЭЦВМ, ЦАП, пульта управления и шарового индикатора полета. Ручное управление ориентацией использует только ЖРД РСУ. Каждый ЖРД РСУ оси рыскания создает момент 695 н·м?, а каждый ЖРД крена и тангажа создают моменты по 746 н·м?. Общее количество топлива на ЖРД РСУ составляет 267 кг, расход топлива на один ЖРД 0,16 кг/сек. ЖРД РСУ неэффективно работают при включении на очень короткие промежутки времени, топливо не полностью расходуется и может скапливаться в магистралях и камерах сгорания. Поэтому минимальный импульс был установлен 14·10? сек. Этот импульс определяет конечную угловую скорость, которая изменяется в зависимости от конфигурации аппарата. Шаровой индикатор полета – это сфера с тремя степенями свободы, указывающая ориентацию и направление полета корабля; угловые скорости и ошибки ориентации указываются стрелками на фронтальной поверхности прибора вокруг сферы. Трехосевая рукоятка управления ориентацией на выходе имеет 800 гц и напряжение, пропорциональное отклонению. От центрального положения до отклонения рукоятки на 2° – мертвый ход, отклонение на 10° до мягкого упора соответствует « полному ходу» рукоятки и напряжение на выходе равно 42 делениям. При отклонении рукоятки за мягкий упор, напряжение на выходе и число делений шкалы напряжения продолжают рости до жесткого стопора на 13° (рис. 23.4). Рис. 23.4. Характеристика ручного управления Управление ориентацией, перемещением с использованием ЖРД РСУ осуществляется с помощью бортовой ЭЦВМ лунного корабля по программам ЦАП. Ручное управление ориентацией использует эти же коды ЦАП, которые занимают 11% памяти бортовой ЭЦВМ. Экипаж селектором может устанавливать любой из трех режимов работы ЦАП: «автоматическое управление», «ручное управление», «выключено». В последнем режиме ЦАП выполняет только программу прерывания. Режим «автоматического управления» устанавливается, когда осуществляется посадка с работающим ЖРД посадочной ступени, требующая автоматического выполнения маневров. Однако на этом режиме экипаж с помощью рукоятки может корректировать полет корабля по оси Х, пересиливая ЦАП. Во время выполнения ЦАП программы Р-64, отклоняя рукояткой управления корабль по тангажу и крену, дискретно изменяют угол наклона траектории и направление полета, ведя корабль к выбранному месту посадки. При этом ЦАП поддерживает оптимальный режим полета. Если селектор ЦАП установлен на режим «ручное управление», астронавты с помощью рукоятки могут управлять кораблем относительно всех трех осей. Экипаж, набирая необходимый код на пульте управления бортовой ЭЦВМ, может по желанию менять характеристики ЦАП, чувствительность рукоятки управления (нормальное или точное управление), ширину зоны нечувствительности при управлении ориентацией (узкая или широкая). Нормальной чувствительности рукоятки соответствует максимальная командная угловая скорость 20 град/сек при отклонении рукоятки на 1/2 деления шкалы; при точном управлении такому же отклонению рукоятки соответствует командная угловая скорость 4 град/сек. Цена деления шкалы рукоятки управления 0,476 и 0,095 град/сек/деление. [5, 6, 17, 22.] 2.4. Цифровой автопилот лунного корабля Цифровой автопилот лунного корабля обеспечивает управление на активных и пассивных участках траектории полета всех трех конфигураций: посадочной (рис. 23.1), взлетной (рис. 23.2) и всего корабля Apollo (рис. 23.3). Характеристики летательного аппарата Лунный корабль имеет три основных источника управляющих сил и моментов: ЖРД посадочной и взлетной ступени и ЖРД реактивной системы управления. В табл. 18 приведены характеристики управляющих сил и моментов. ЖРД РСУ обеспечивают ручное и автоматическое управление ориентацией и малые поступательные перемещения для всех конфигураций летательного аппарата на пассивных участках траектории полета. На активных участках траектории полета с помощью ЖРД РСУ осуществляются управление ориентацией и стабилизация, причем включаются те ЖРД РСУ, которые создают приращение скорости в желаемом направлении. Так как ЖРД взлетной ступени имеет вектор тяги, постоянный по направлению, закон управления ЖРД РСУ приспособлен к парированию больших и переменных по времени возмущающих моментов на активном участке траектории полета взлетной ступени. Таблица 18 Во время работы ЖРД посадочной ступени управление ориентацией относительно оси рыскания Р осуществляется ЖРД РСУ, а относительно осей тангажа Q и крена R путем сочетания ЖРД РСУ и отклонения на кардане ЖРД посадочной ступени. Расположение и ориентация ЖРД РСУ такова, что если центр тяжести летательного аппарата лежит вблизи геометрического центра 16 ЖРД РСУ (что соответствует взлетной ступени), тогда 8 «Р ЖРД», создающие тягу в направлении У или Z, дают момент, только относительно оси Р, 4 «U ЖРД», действующие в направлении ±Х, создают момент только относительно оси U и 4«V ЖРД», действующие в направлении ±Х, создают момент только относительно оси V (рис. 24.1). Рис. 24.1. Расположение относительно осей координат ЖРД реактивной системы управления лунного корабля: ЖРД 2, 4, 5, 8, 10, 11, 13, 15 топливная система А; ЖРД 1, 3, 6, 7, 9, 12, 14, 16 топливная система В; Р, Q, R – связанная система координат; X, Y, Z – ннерциальная система координат Конструктивные особенности и ограничения Стремление сделать конструкцию корабля Apollo легкой привело к тому, что узел стыковки командного отсека с лунным кораблем оказался не очень жестким, вследствие этого возникают изгибные колебания Apollo. Те же требования легкости конструкции заставили отказаться от перегородок в баках для гашения плескания топлива, что привело к появлению вынужденных колебании Apollo и несбалансированных моментов при работе ЖРД взлетной ступени. Из-за затемнения иллюминаторов частицами выхлопных газов наложены ограничения на включение ЖРД РСУ. Для безопасности экипажа и предотвращения резких забросов сервопривода ЖРД посадочной ступени специальным механизмом ограничивается скорость сервопривода до 0,2 град/сек. Расположение ЖРД РСУ под углом 45° к осям связанной системы координат приводит к взаимному влиянию управления с помощью ЖРД РСУ (оси U, V) и управления отклонением ЖРД посадочной ступени (оси Q, R). Режим работы цифрового автопилота лунного корабля Режимы работы ЦАП лунного корабля определяются необходимостью обеспечить все этапы полета лунного корабля no программе полета Apollo с посадкой на Луне. Режимы полета включают: маневры ориентации относительно центра масс на произвольные углы, стабилизацию заданной ориентации, поступательные перемещения с помощью ЖРД РСУ, маневрирования на активных участках траектории полета посадочной и взлетной ступеней лунного корабля. Ниже приводится перечень режимов работы ЦАП лунного корабля. Описание цифрового автопилота лунного корабля Необходимая информация для решения задач управления ЦАП поступает с гиростабилизированной платформы блока инерциальных измерений. Информация об угловой ориентации аппарата снимается непосредственно с рамок и подается в блок преобразования данных. Информация о поступательных перемещениях снимается с импульсных интегрирующих маятниковых акселерометров, расположенных на гиростабилизированной платформе. Специальные датчики угловой скорости не применяются. Оценка угловой скорости (с последующей фильтрацией) и возмущающего ускорения производится ЦАП лунного корабля. ЦАП лунного корабля состоит из трех подсистем: расчета ориентации, законов управления ЖРД РСУ и законов управления вектором тяги ЖРД посадочной ступени. Законы управления ЖРД РСУ разделены на 3 отдельных канала, Р, U, V. Законы управления отклонением вектора тяги ЖРД посадочной ступени разделяются на 2 канала Q и R. Расчет точной настройки отклонения вектора тяги для каждого канала основывается на независимом законе управления в одной плоскости. Основной период квантования автопилота 0,1 сек, но обычно для выполнения расчетов ЦАП требуется 0,025 сек. В дополнение к основной программе ЦАП имеется спецпрограмма, которая на активном участке траектории полета выполняется каждые 2 сек, приводит в соответствие цепи автопилота, зависящие от уменьшения массы аппарата, и рассчитывает смещение углового ускорения от действия тяги главного ЖРД. На рис. 24.2 изображена блок-схема управления стабилизацией аппарата на пассивных участках траектории полета. Основными элементами системы являются блок оценки угловых переменных, блоков законов управления ЖРД РСУ, блок логики выбора ЖРД РСУ. В алгоритме оценки угловых переменных в качестве основных измеряемых величин используются углы отклонения инерциальной стабилизированной платформы. На пассивном участке траектории полета в алгоритме оценки вырабатываются как угол, так и угловая скорость. При этом применяется нелинейная пороговая логика для подавления шумов измерения низкого уровня. Информация об угловом ускорении при включении ЖРД РСУ также вводится в алгоритм оценки. Управляющие импульсы формируются с помощью законов управления на основе информации об ошибке ориентации, эффективности управления и логических функций на фазовой плоскости. В блоке логики выбора ЖРД РСУ, осуществляется выбор включения ЖРД, в которых сочетается создание требуемых моментов с необходимым направлением поступательного перемещения. Кроме того, в системе имеется временная логика включения ЖРД РСУ для определения условий управления относительно осей U, V двумя ЖРД РСУ, а относительно оси Р четырьмя ЖРД. Рис. 24.2. Блок-схема управления стабилизацией. На рис. 24.3 изображена блок-схема автоматического управления ориентацией аппарата на пассивных участках траектории полета. Автоматическое управление ориентацией осуществляется при помощи тех же логических операций, что и стабилизация ориентации, но с добавлением программы изменения ориентации. Эта программа вычисляет требуемые управляющие команды по углу и угловой скорости и ряд углов запаздывания ?. Углы запаздывания вводятся для предотвращения перерегулирования в начале и в конце маневра. Упрощенные уравнения программы маневра изменения ориентации имеют вид: где уравнение (24.1) решается с периодом цикла управления траекторией полета (?Тc=Nj—Nj-1=2 сек), а уравнение (24.2)—с периодом цикла управления ориентацией (T=0,1 сек). Величина ?d задается угловой скоростью маневра, а величина ?j определяется как предполагаемое угловое ускорение от двух ЖРД РСУ. По окончании маневра величины ?d, ??d и ? обнуляются и система возвращается к режиму стабилизации вновь заданной ориентации. Рис. 24.3. Блок-схема автоматического управления ориентацией лунного корабля на пассивных участках траектории полета. Автоматическое управление аппаратом на активных участках траектории полета значительно сложнее, чем на пассивных. На активных участках к программе ЦАП управления ориентацией добавляются программа управления траекторией полета, программа вычисления массы корабля, в алгоритме оценки определяется угловое ускорение а; законы управления ЖРД РСУ видоизменяются таким образом, чтобы по оцененному значению углового ускорения ввести поправку в текущее значение эффективности управления; на участках снижения и посадки на Луну осуществляется управление величиной и направлением вектора тяги посадочного ЖРД, с учетом взаимодействия с ЖРД РСУ. Масса корабля и тяга ЖРД рассчитываются ЦАП каждые 2 сек по уравнениям Эти расчеты вводятся в цепь настройки ЦАП. Эффективность управления ЖРД РСУ относительно осей Р, Q, R рассчитывается по уравнению где аj – угловое ускорение корабля; С1, С2, С3 – константы пропорциональные оставшейся массе. Выбор констант С1, С2, С3 осуществляется для каждой оси и каждой конфигурации аппарата – посадочной и взлетной. Таким образом подсчитанные величины ортогональных компонентов угловых ускорений ?qu и ?ru затем пересчитываются относительно оси V' для определения ?u'u. Вследствие инерциальной симметрии значения ?u'u можно использовать и для расчетов относительно оси V. Эффективность сигнала управления вектором тяги посадочного ЖРД рассчитывается по уравнению где ?q, ?r– изменение углового ускорения вследствие поворота тяги относительно осей Q и R; F– рассчитываются по уравнению (24.5); Iq и Ir – величины, обратно пропорциональные ?qu и ?ru; L – определяется по уравнению Рис. 24.4. Блок-схема автоматического управления лунным кораблем на активных участках полета при посадке на Луну На рис. 24.4 изображена блок-схема автоматического управления аппаратом на активных участках траектории полета при посадке на Луну. Алгоритм расчета ориентации Структура алгоритма расчета ориентации была выбрана на основе калмановской теории фильтрации. Принцип работы алгоритма состоит в сравнении экстраполированных и измеренных значений угла. Для расчета ориентации аппарата необходимыми ЦАП исходными измерениями являются углы кардана инерциальной стабилизированной платформы, которые выдаются каждые 0,1 сек. Чтобы выделить любые смещения углового ускорения, являющиеся следствием тяги посадочного ЖРД от углового ускорения, создаваемого ЖРД РСУ, в блок расчета ориентации необходимо ввести дополнительную информацию. Вводя информацию о работе ЖРД РСУ и информацию об управлении вектором тяги посадочного ЖРД, можно осуществить фильтрацию основных сигналов управления ориентацией, не прибегая к сложным цепям расчета угловой скорости и смещения углового ускорения. Изменения угловых скоростей аппарата от действия ЖРД РСУ на интервале последнего управления рассчитываются по формулам Смещение углового ускорения, происходящее вследствие команд на отклонение вектора тяги на интервале последнего управления, подсчитывается по уравнению где T=0,1 сек период квантования; uq, ur – (+ 1,0—1) командные сигналы на поворот вектора тяги относительно осей Q и R. Углы кардана инерциальной стабилизированной платформы, полученные в процессе предыдущего выполнения расчетов, хранятся в блоке памяти бортовой ЭЦВМ. Измерив углы кардана в данный момент, можно рассчитать изменение углов и перевести в изменение углов аппарата. Разность между измеренным изменением ориентации и предсказанным изменением называется «необъяснимым» изменением ориентации. «Необъяснимое» изменение вычисляется и прибавляется к суммарному предыдущему «необъяснимому» изменению, образуя «необъяснимое» изменение ориентации в данный момент где ?p, ?q, ?r – компоненты «необъяснимого» изменения ориентации по осям Р, Q, R. Выражения в скобках в правой части уравнений (24.11) можно определить как компоненты предсказанного изменения ориентации. Заметим, что предсказанное изменение ориентации исключается вследствие команд на привод кардана ЖРД и точное выражение для изменения ориентации в результате работы ЖРД РСУ аппроксимируется более простым выражением. «Необъяснимое» изменение ориентации используется для уточнения расчетов угловой скорости и углового ускорения аппарата. Но вначале логика используется, чтобы исключить измеренный квантованный шум. Вследствие того, что вероятное распределение этого шума не гауссовское, а прямоугольное, в каждой из осей (Р, Q, R) блока расчета ориентации шум может быть исключен нелинейным логическим фильтром. Для каждой из осей Р, Q, R, если компонент «необъяснимого» изменения ориентации меньше, чем пороговая величина ?max=0,14 град, в этом случае коррекции смещения? ?? и ?? для расчетов угловой скорости и углового ускорения считаются нулевыми. «Необъяснимое» изменение ориентации не обнуляется и когда «необъяснимое» изменение ориентации превышает пороговую величину, вводится коррекция. Нулевые коррекции ?? и ?? рассчитываются по уравнениям После введения коррекции «необъяснимое» изменение ориентации для этой оси вновь устанавливается равным нулю. Расчет угловой скорости и смещения углового ускорения теперь производятся по уравнениям Заметим, что смещение углового ускорения вокруг оси Р принимается равным нулю и на последнем интервале управления не учитывается изменение угловой скорости вследствие отклонения кардана ЖРД. На пассивных участках траектории полета аппарата считается, что компоненты смещения углового ускорения по осям Q и R равны нулю. Динамические характеристики блока расчета ориентации сильно зависят от выбора коэффициентов усиления цепей фильтра К? и К?. Выбор этих коэффициентов основывается на компромиссе между быстротой расчета и исключением колебаний из-за плескания топлива. Учитываемые алгоритмом расчета ориентации динамические эффекты: плескание топлива, изгибные колебания, силовое взаимодействие выхлопных струй ЖРД РСУ с конструкцией корабля, запаздывание тяги ЖРД РСУ по отношению к командам, эксцентриситет тяги ЖРД РСУ, ускорение выхлопных струй ЖРД РСУ при перемещениях по У и Z, не обнаруженные неисправности ЖРД РСУ, запаздывание сервомотора кардана ЖРД, разброс моментов инерции, упругие деформации сервопривода, точность модели измерения количества топлива в баках. Законы управления ЖРД реактивной системы управления Быстрейшая скорость повторения расчетов для ЦАП, возможная в пределах расчетной нагрузки бортовой ЭЦВМ лунного корабля, составляет 10 цикл/сек. Однако для легкой взлетной ступени 2 ЖРД РСУ могут создать угловое ускорение 50 град/сек?. Простейшим законом управления мог бы быть циклический закон, ЖРД РСУ включено – выключено. Но в этом случае точность управления угловой скоростью взлетной ступени была бы только 5 град/сек. Для осуществления управления с необходимой точностью с помощью фактора эффективности управления точно определяется продолжительность включения ЖРД РСУ, потребная для необходимого изменения угловой скорости. Порядок расчета времени работы ЖРД РСУ для случая автоматического управления одним лунным кораблем, запрограммирован для одной оси как функция: 1) ошибки ориентации ?е и ошибки угловой скорости ?е 2) параметров, рассчитываемых в цепи настройки, которые определяют кривизну и положение парабол фазовой плоскости; 3) оценки выгоды получения с одного или двух ЖРД требуемого импульса момента. Обращаясь к этой программе и вводя на входе соответствующую информацию, определяют время работы ЖРД РСУ для каждой из осей. Рис. 24.5. Закон управления ЖРД реактивной системы лунного корабля на пассивных участках траектории полета Логика управления в пассивном полете иллюстрируется диаграммой в фазовой плоскости рис. 24.5. Фазовая плоскость выше оси ?е делится на 5 зон, ограниченных параболами. В логике управления в фазовой плоскости ?е – ?е используется также угловое ускорение, складывающееся из углового ускорения от ЖРД РСУ и возмущающего углового ускорения. Крутизна парабол, ограничивающих зону 2 на фазовой плоскости, соответствует условию, когда на траектории работают ЖРД РСУ. Значения ускорений от ЖРД РСУ, которые определяют эту параболу, подсчитываются в контуре настройки. Парабола, разделяющая зоны 4 и 5, не траекторная. Это пологая кривая, поддерживающая управление с малой угловой скоростью, однако не настолько, чтобы существовали большие ?е. Форма кривой сохранена параболической, чтобы логика границ была общей и удобной для компактности кодирования. Выбранная пологость соответствует угловому ускорению 1,4 град/сек?. Пересечение парабол с осью ?е является функцией зоны нечувствительности ?db, выбираемой астронавтом или программой, выполняющей автоматический маневр. Допустимые ошибки ориентации области зоны нечувствительности могут быть 0,3, 1 и 5°. Фазовая плоскость сконструирована таким образом, что управляющее действие из любых начальных условии с помощью двух главных импульсов приводит к заданной ориентации. На рис. 24.8 это показано сегментом AВС. После перехода в зону нечувствительности состояние аппарата определяется минимальным предельным импульсным циклом DEFG с единичным зажиганием одного ЖРД РСУ каждый раз при пересечении зоны 3. Рис. 24.6. Закон управления ЖРД реактивной системы лунного корабля на активных участках траектории полета На активных участках траектории полета используется логика управления, показанная на рис. 24.6. Точки пересечения парабол с осью ?e передвигаются в. зависимости от величины расчетного смещающего углового ускорения. Точки пересечения (1°, -2°, 0,75°), показанные на рисунке, типичны для активного участка взлета, когда вектор тяги ЖРД взлетной ступени смещен. Крутизна четырех парабол устанавливается по четырем разностям угловых ускорений. Верхняя левая парабола определяется минимальным ускорением ?min=1,4 град/сек?, как и в случае пассивного полета. Верхняя правая парабола определяется располагаемой разностью ускорений между ускорением от смещающего момента и противоположным по знаку ускорением от ЖРД РСУ. Нижняя правая парабола определяется только смещающим угловым ускорением (ЖРД РСУ не работают). Фазовая плоскость спроектирована так, что аппарат управляется низкочастотным предельным циклом, в котором один раз за цикл дается команда на зажигание ЖРД РСУ и отрабатывается единичный управляющий импульс, противоположный по знаку смещающему моменту. Хотя ЦАП должен выполнять одни и те же функции управления аппаратом, когда лунный корабль состыкован с основным блоком и если он летит один, однако для состыкованной компоновки режим ЦАП разрабатывался отдельно. Особенность проблемы заключалась в том, что в состыкованном виде корабль Apollo имеет 3 формы низкочастотных изгибных колебаний и слабый по прочности переходник, стыкующий основной блок и лунный корабль. Поэтому была разработана специальная логика торможения, исключающая, возможность зажигания ЖРД РСУ с частотой собственных изгибных колебаний корабля Apollo. Кроме законов автоматического управления ориентацией аппарата с помощью ЖРД РСУ были разработаны специальные законы, обеспечивающие ручное управление. По законам ручного управления в зависимости от отклонения рукояток управления ориентацией вырабатываются сигналы на вход. в ЦАП. При доводке характеристик ЦАП с использованием ортогональных осей координат Р, U, V применительно к законам управления ЖРД РСУ в фазовой плоскости относительно каждой отдельной оси было обнаружено перекрестное влияние каналов управления. Распределение массы лунного корабля таково, что главные оси моментов инерции проходят вблизи осей Q и R, а не U и V. В результате, момент от ЖРД оси V порождает угловое ускорение не только относительно оси V, но и относительно оси U. Величина одновременно возникающего перекрестного ускорения такова, что в худшем случае вектор углового ускорения отклоняется на 15° от действующего вектора момента. Чтобы устранить перекрестное влияние каналов управления ЖРД РСУ, была введена неортогональная система осей координат U' и V' (рис. 24.7). Направление осей U' и V' определялось единственным требованием, чтобы направление U' было ортогонально угловому ускорению, возникающему от вектора момента оси V или вектора момента оси Р, направление V было ортогонально угловому ускорению, возникающему от вектора момента оси U или момента оси Р. Управления, определяющие угол ? имеют вид Находя вектор ошибки ориентации и вектор ошибки угловой скорости на осях U' и V' и используя компоненты U' и V' для определения требуемых векторов моментов ЖРД РСУ по осям U и V, исключается перекрестное влияние каналов управления. Рис. 24.7. Система неортогональных осей координат лунного корабля Закон управления направлением вектора тяги При проектировании управления карданом ЖРД для изменения направления вектора тяги посадочной ступени лунного корабля предусматривалось использование этого управления для совмещения вектора тяги с центром масс аппарата и уменьшения таким образом расхода топлива на ЖРД РСУ. Так как управление ориентацией должно обеспечиваться ЖРД РСУ, при проектировании не требовалось задавать большую угловую скорость изменения направления вектора тяги, и был выбран маломощный и легкий привод кардана, обеспечивающий изменение угла отклонения ЖРД со скоростью 0,2 град/сек. Привод связан с ЦАП простым принципом включено-выключено. Для обеих осей Q и R, вокруг которых можно поворачивать вектор тяги, ЦАП может давать команды на угловую скорость 0,2 град/сек; -0,2 град/сек или ноль. Однако минимизация расхода топлива на ЖРД РСУ была основной проблемой, и так как в процессе торможения и посадки ЖРД посадочной ступени работает все время, искали закон управления ориентацией с использованием посадочного ЖРД и без включения ЖРД РСУ по каналам U и V. Выбранному закону соответствует минимальное время управления. Дифференциальное уравнение, связывающее сигнал, управляющий карданом ЖРД, с отклонением лунного корабля от требуемой ориентации относительно осей Q и R, имеет вид Первая и вторая производные от ошибки ориентации по времени есть ошибка угловой скорости и ошибка углового ускорения. Предполагая, что все переменные состояния, используемые законом управления, измеряются без шума и без ошибок, оптимальное управление можно определить как функцию состояния системы в данный момент следующим образом Параметр С имеет размерность – время и обращает переменные состояния (?e, ?e, ?e) в безразмерные переменные (x1, X2, X3). Оптимальный управляющий сигнал uoptдается в безразмерных величинах состояния системы. Работа цифрового автопилота при первой посадке на Луну В процессе первой посадки на Луну ЦАП в начале управлял лунным кораблем в автоматическом режиме и в конце по командам от ручки управления ориентацией; при этом ориентация вектора тяги ЖРД и лунного корабля изменилась от горизонтальной в начале торможения до вертикальной при посадке. Первые 4 мин активного участка торможения после начального неустановившегося режима закон управления ориентацией вектора тяги работал успешно, медленно изменяя ориентацию без помощи ЖРД РСУ по каналам U и V. Затем из-за плескания топлива в баках возникли колебания большой амплитуды, выходящей за пределы зоны нечувствительности закона управления ЖРД РСУ. ЦАП вырабатывал команды управления ЖРД РСУ, ограничивавшие амплитуду колебаний лунного корабля. Колебания угловой скорости тангажа с частотой 0,5 гц из-за плескания топлива видны на рис. 24.8. Рис. 24.8. Угловая скорость тангажа на активном участке траектории посадки лунного корабля Apollo-11 Автоматическое управление вело лунный корабль на посадку в кратер размерами с футбольное поле с большим количеством огромных камней. Н. Армстронг переключил ЦАП на ручное управление, изменил курс корабля, перелетел кратер, выбрал ровное место, и посадил корабль с помощью ручного управления. После взлета с Луны управление с помощью ЦАП тангажом взлетной ступени показано на рис. 24.9. После старта и вертикального подъема в течение 10 сек была подана команда на автоматическое управление тантажом со скоростью 10 град/сек и выход на угол тангажа 52°. После окончания маневра по тангажу наблюдался типичный низкочастотный предельный цикл изменения ориентации. Когда было израсходовано все топливо взлетной ступени, ее центр масс переместился из заднего в переднее положение. При взлете центр масс был сзади вектора тяги, после выгорания топлива он переместился в положение впереди вектора тяги. Это явилось причиной изменения компонентов смещения углового ускорения вдоль обеих осей U' и V'. Компонент V' смещения углового ускорения, подсчитанный за последние 150 сек активного участка взлета, показан на рис. 24.10. ЦАП настраивал свои параметры в пределах закона управления ЖРД РСУ и в соответствии с изменяющимся ускорением смещения. Рис. 24.9 Команды управления по тангажу и фактическое изменение тангажа при взлете с Луны Apollo-11. Рис. 24.10. Подсчитанный компонент V' углового ускорения в конце активного участка траектории взлета с Луны Apollo-11. Рис. 24.11. Число включений ЖРД оси V реактивной системы управления на активном участке траектории взлета Apollo-11 Общее число зажиганий ЖРД РСУ оси V в течение всего активного участка взлета показано на рис. 24. 11. После взлета во время маневра по тангажу управление ориентацией вокруг оси V поддерживалось около 200 сек зажиганием только +V ЖРД. Позднее амплитуда предельного цикла увеличилась и для поддержания ориентации стали включаться +V ЖРД и -V ЖРД. Хотя -V момент создает угловое ускорение в том же направлении, в котором действует ускорение смещения от ЖРД взлетной ступени, однако +V момент и -V момент создаются ЖРД РСУ, дающими тягу вверх (+Х) и поэтому не происходит потери AV. Возникновение моментов +V и -V объясняется колебанием взлетной ступени вследствие плескания топлива в баках. Перед концом активного участка взлета после перемены знака смещения углового ускорения не подавалось команд на зажигание +V ЖРД и управление ориентацией поддерживалось вокруг оси V только включением -V ЖРД. [19.] 2.5. Бесплатформенная аварийная система управления лунного корабля Наряду с основной системой управления и навигации, в которой используется гиростабилизированная платформа, лунный корабль имеет бесплатформенную аварийную систему управления и навигации. Основное назначение аварийной системы управления состоят в обеспечении встречи и стыковки лунного корабля с командным отсеком в любой момент их раздельного полета, если отказала основная система управления и навигации. Аварийная система может осуществлять управление кораблем Apollo на любом участке траектории полета Земля-Луна-Земля и это было доказано в полете Apollo-13. Описание бесплатформенной аварийной системы управления Аварийная система управления разработана фирмой TRW (США). Функциональная блок-схема системы представлена на рис. 25.1. Блок чувствительных элементов аварийной системы состоит из трех маятниковых акселерометров, трех гироскопов и электронного оборудования. Оси чувствительных элементов образуют ортогональный трехгранник и параллельны осям тангажа, рыскания и крена. Чувствительные элементы выдают информацию при помощи импульсных датчиков моментов со следующими характеристиками. Рис. 25.1. Блок-схема бесплатформенной аварийной системы управления лунным кораблем Чувствительные элементы монтируются на прецизионной-установочной раме, привязка которой к корпусу корабля осуществляется с помощью прецизионных поверхностей. Никаких приспособлений для изоляции вибраций не применяется. Бортовая ЭЦВМ аварийной системы управления универсального типа имеет запоминающее устройство на 4096 слов и решает задачи управления и навигации. Опорная система координации задается матрицей направляющих косинусов, характеризующей ориентацию приборных осей и осей инерциальной системы координат. Коррекция направляющих косинусов по измерениям гироскопов производится каждые 20 сек. Измеренные по связанным осям составляющие приращения скорости преобразуются в инерциальную систему координат каждые 40 мсек. Программа полета предусматривает автономную первоначальную выставку и калибровку приборов. Работа бесплатформенной аварийной системы управления Двумя участками, на которых работа аварийной системы управления в максимальной степени подвержена влиянию динамики полета лунного корабля, являются участки спуска и подъема (обычно разделенные отрезком времени, в течение которого лунный корабль находится на поверхности Луны). На каждом участке – при посадке на Луну и взлете с Луны – производится изменение скорости на 1830 м/сек в течение 10 мин, сопровождающееся маневрами разворота, предельными циклами и вибрацией. Перед началом спуска с орбиты ИСЛ осуществляется начальная выставка координат аварийной системы управления по данным основной системы управления и навигации, определяется начальное значение навигационного вектора состояния и производится компенсация смещений гироскопов и акселерометров. Смещение нулей гироскопов определяется путем сравнения с данными ориентации, вырабатываемыми основной системой управления и навигации; нули акселерометров определяются по сигналам, снимаемым с чувствительных элементов аварийной системы на пассивном участке траектории. На поверхности Луны вторично производятся выставка и определение смещения нулей чувствительных элементов. После отделения лунного корабля от командного отсека аварийная система работает в режиме дублирования основной системы управления и навигации, осуществляющей спуск корабля. В фазе торможения при заходе на посадку с работающим ЖРД, если возникнет аварийная ситуация и переход на аварийную систему управления, система должна вывести лунный корабль на безопасную орбиту и обеспечить встречу и стыковку с командным отсеком. В условиях нормального снижения и посадки аварийная система используется для подтверждения правильности работы основной системы управления и навигадии. В случае отказа основной системы управления после перехода на ручное управление посадкой лунного корабля аварийная система должна выдавать информацию об ориентации корабля. Сразу же после посадки на поверхность Луны аварийная система переводится на режим расчета навигационных задач старта с Луны и встречи с командным отсеком. При нормальных условиях взлета с Луны аварийная система дублирует основную систему управления и навигации. [23.] Оценка точности аварийной системы управления Для оценки точности аварийной системы управления сравнивались значения параметров траектории полета корабля, определенных наземной сетью связи и слежения, основной системой управления и навигации и аварийной системой. Полученные результаты при обработке трех траекторий полетов Apollo-10, Apollo-11 и Apollo-12 хорошо согласуются между собой. Погрешность в определении аварийной системой скорости при спуске на Луну не превышает 1,2 м/сек при значении измеряемой величины до 1800 м/сек. Литература 1. Hardy G. Н. Man's role in launch vechicle guidance and control. AIAA Paper № 69—876. ЭИ АиР, 1970, № 17; РЖ, 1970, 5.41.182 2. Kurkowski R. L., and Hardy G. Н., Gordon Н ., Saturn V manual backup guidance and control piloted simulation study. NASA TN D-4481, 1968 3. Lemon R. S., and Stern A. D . Spacecraft backup guidance and control for the Saturn V launch vechicle. The Boeing Co., Doc. No D2—118176—1. Jan. 13, 1969 4. Ваlsam R. E., Anzel В. М. A simplified approach for correction of perturbations on a stationary oirbit. AIAA Paper № 68—456, (ЭИ АиР, 1969, № 7); РЖ, 1968, 12.41.47 5. Gilchrist J. D., Sоland D. E . A manual optimal guidance scheme using a predictive model. J. Spacecraft and Rockets, 1968, 5, № 10, ЭИ АиР, 1969, № 7; РЖ, 1969, 5.41.206 6. Anderson P. A., and Gilchrist J. D ., Manual optimal guidance techniques. National Space Meeting of the Institute of Navigation, Feb. 20, 1968, Cocoa Beach, Fla. РЖ, 1969, 6.41.217 7. Edelbaum T. N. Minimum impulse guidance. AIAA Paper № 69—74, ЭИ АиР, 1969, № 33; РЖ, 1969, 10.41.107 8. Evans F. A., Wilcox J. C. Experimental strapdown redundant sensor inertial navigation system. AIAA Paper № 69—851, ЭИ АиР, 1970, № 13; РЖ, 1970, 5.41.224 9. Webber R. F. Performance of the lunar module, powered flight, tracking data processor during the Apollo 12 mission. AIAA Paper № 70—1020, ЭИ АиР, 1971, № 8; РЖ, 1971, 2.41.272 10. Роwers W. F., Mc Dannell J. P . Switching conditions and a synthesis technique for the singular Saturn guidance problem. AIAA Paper № 70—965, ЭИ АиР, 1971, № 15; РЖ, 1971, 3.41.59 11. Luh J. Y. S., Maguiraga M. Minimum trajectory sensitivity of a large launch booster control system. IEEE Trans. Aerospace and Electron. System., 1969, 5, № 2, ЭИ AиР, 1969, № 39; РЖ, 1969, 11.41.200 12. Horn Н. J., Chandler D. C., Buckelew V. L . Iterative guidance applied to generalized missions. J. Spacecraft and Rockets, 1969, 6, № 1, ЭИ АнР, 1969, № 39: РЖ, 1969, 10.41.264 13. Мartin F. Н., Battin R. H. Computer—controlled steering of the Apollo' spacecraft. J. Spacecraft and Rockets, 1968, 5, № 4, (ЭН АиР, 1968, № 30); РЖ, 1968, 10.41.252 14. Mc Ruer D. Т., Weir D. Н., Klein R. Н. A pilot-vehicle systems approach to longitudinal flight director design. AIAA Paper № 70—1001, (ЭИ АиР, 1971, № 13) 15. Сhen P. P. Real—time Kalman filtering of Apollo LM/AGS rendezvous radar data. AIAA Paper, № 70—957, ЭИ АиР, 1971, № 10; РЖ 1971, 2.41.273 16. Satin A. L., Рixley P. T. Statistics of state—vector corrections for Apollo onboard computers. AIAA Paper, № 70—162, ЭИ АиР 1970 № 33; РЖ, 1970, 10.41.255 17. Bielkowicz P., Horrigan R. C., Walsh R. C., Manual onboard methods of orbit determination. AIAA Paper, № 70—159, (ЭИ АиР, 1970, № 33) 18. Salinger S. N., Brandstaller J. J. Application of recursive estimation and Kalman filtering to Doppler tracking. IEEE Trans. Aerospасе and Electron. Syst, 1970, 6, № 4, ЭИ АиР, 1970. № 45; РЖ, 1970, 12.41.220 19. Cox K. J. Apollo reaction control systems. IEEE Transection automatic control,IEEE №9C41-AC, Aug.4, 1969 20. Stubbs G.S., Penchuk A., Schlundt R.W Digital autopilot for thrust vector control of the Apollo CSM and CSM/LM vehicles. AIAA Paper № 69—847 21. Miller J. E., Laats Ain. Apollo guidance and control system flight experience. AIAA Paper № 69—891 22. Stengel R. F. Manual attitude control of the Lunar Module. AIAA Paper № 69—892 23. Mason W. L., Wedekind D. E. Prediction and measurement of strap-down inertial measurement unit performence on lunar missions. AIAA Paper № 70—1028 Глава III Траектории, управление, навигация, радиосвязь, аварийное возвращение 3.1. Прицеливание траектории полета Земля-Луна-Земля Задача прицеливания на траектории выведения к Луне состоит в определении параметров старта с Земли и участка разгона с околоземной орбиты (независимые переменные) для заданного набора параметров прицеливания (зависимые переменные). Параметрами прицеливания являются радиус периселения окололунной траектории Rm, ширина периселения в лунной системе координат Lm и высота условного перицентра траектории возвращения RE. В качестве трех независимых переменных рассматриваются время старта Tl, продолжительность движения на промежуточной околоземной орбите tc и удельная энергия на траектории к Луне С3. Эти переменные, будучи определенными с помощью итеративного процесса, устанавливают 3 важных зависимых параметра задачи: время старта для заданного азимута, время до второго включения ступени S-IVB при разгоне с околоземной орбиты (на втором или третьем обороте) и удвоенную удельную энергию эллиптической траектории полета к Луне. При вычислении независимых переменных используется метод Ньютона-Рафсона для системы нелинейных уравнений. Линеаризованные уравнения, записанные в матричной форме, имеют следующий вид: [А][Х]=[В], где [X] —вектор-столбец поправок ?Хj к независимым переменным; [В] – вектор-столбец ошибок зависимых переменных (Yi—Yi); .[А]—якобиан (матрица частных производных ошибок зависимых переменных по поправкам, dYi/dXi). Для заданного азимута запуска траектория выведения на орбиту ИСЗ оптимизируется независимо от расположения Земли и Луны. Однако участок разгона с орбиты зависит от расположения Земли и Луны, которое определяет требования к изменению плоскости движения при втором запуске ступени S-IVB. Поэтому участок выведения на траекторию полета к Луне должен оптимизироваться совместно с определением независимых переменных. Схема, выбранная для вычислительной программы прицеливания ракеты-носителя на участке выведения к Луне, основана на аппроксимации по методу наименьших квадратов оптимальных параметров активного участка полета ступени S-IVB, выражаемых через параметры гиперповерхности. Это позволяет независимо оптимизировать выведение на траекторию полета к Луне в процессе итерационного вычисления зависимых переменных. Гиперповерхность, показанная на рис. 31.1, образована путем состыковки конических сечений для двух притягивающих центров. Рис. 31.1. Гиперповерхность траекторий полета к Луне Она представляет собой семейство конических сечений, которые начинаются у Земли и заканчиваются вблизи сферы действия Луны. Гиперповерхность определяют следующие параметры: вектор цели Т°, удвоенная удельная энергия С3, угол между вектором цели и радиусом-вектором перигея ?. Рис. 31.2. Параметры участка выведения на траекторию полета к Луне: а – вид в плоскости выведения; б – проекция на плоскость, перпендикулярную плоскости выведения Параметры гиперповерхности используются в качестве независимых переменных полиномов, описывающих активный участок ступени S-IVB. С помощью этих полиномов определяются параметры участка выведения к Луне и вектора состояния. На рис. 31.2 показаны участок выведения и геометрические соотношения для определения гиперповерхности. При использовании полиномов необходимо знать удельную энергию на траектории к Луне С3, угол между вектором цели и радиусом-вектором перигея ?, а также склонение вектора цели относительно плоскости промежуточной орбиты ?. С помощью полиномов вычисляются параметры: ? – угол между радиусом-вектором точки начала выведения и проекцией вектора цели на плоскость промежуточной орбиты (Т'); ? – угол между радиусом-вектором точки начала выведения и узлом орбиты (?); ? —истинная аномалия радиуса-вектора точки конца выведения; Rp – радиус перигея участка выведения к Луне. Параметры ?, ?, ? и Rp задают вектор состояния участка выведения. В системе уравнений указанные величины используются для определения параметров активного участка и вычисления переменных, соответствующих моменту выключения двигателя. По полиномам также вычисляется приращение характеристикой скорости ?V при повторном включении ступени S-IVB. Величина этого приращения необходима для определения веса аппарата и времени работы двигателя. Из-за неточности учета влияния сжатия Земли и модели изменения тяги расчеты по полиномам не совпадают с результатами оптимизации активного участка методом вариационного исчисления на основе ожидаемых параметров отлета от Земли. Поэтому полиномы тарируются, чтобы обеспечить данные, точно совпадающие с результатами расчета активного участка методом вариационного исчисления. Постоянные поправочные члены, необходимые для тарировки, вычисляются как разница между результатами расчета методом вариационного исчисления и величинами, полученными путем оценки полиномов в первом приближении при С3=С3g (где C3g – приближенное значение), ?=0 (компланарный случай) и ?=6°: где индекс «вар» относится к результатам расчета методом вариационного исчисления. В компланарном случае ?=?+? и ??=??. Указанные поправочные члены получены для обеих возможностей запуска и должны использоваться всякий раз, когда параметры активного участка вычисляются по аппроксимирующим полиномам. Полиномы для участка выведения к Луне тарируются путем добавления вычисленных поправочных членов к приближенным величинам, полученным при подстановке в полиномы текущих величин С3, ? и ?. Полином, определяющий величину ?V при втором включении ступени S-IVB, не тарируется. Однако при каждом расчете по полиному вычисляется разница между компланарным значением ?V, основанным на параметрах первого приближения (C3g, ?=0, ?=6°), и значением ?V, определяемым текущими величинами указанных параметров: ?(?V) =?V(C3, ?, ?)—?V(C3g, ?=0, ?=6°). Логика выбора времени запуска При планировании задачи полета на Луну определенное преимущество достигается в случае двух возможностей отлета с околоземной орбиты. Вторая возможность появляется приблизительно через 90 мин после первой (т. е. через один оборот на промежуточной орбите ИСЗ) и оказывается полезной в тех случаях, когда не все системы ракеты-носителя и космического корабля проверены и готовы к повторному включению двигателя для выведения на траекторию полета к Луне. В процессе подготовки полета принимается решение о том, сохранять ли время перелета к Луне для второй возможности таким же, какое требовалось для первой (класс 1) или уменьшить время полета для второй возможности на 90 мин (класс 2). Уменьшение времени перелета на 90 мин при использовании второй возможности позволяет сохранить время прибытия к Луне приблизительно таким же, как для первой возможности. Рис. 31.3. Выбор компромиссного времени старта: 1 – первая возможность; 2 – вторая возможность; 3 – компромиссное время старта; 4 – моменты времени, соответствующие компланарному выведению В процессе прицеливания ракеты-носителя и выбора времени запуска исследуются оба класса перелетов с целью получения максимального веса на траектории к Луне для обеих возможностей запуска. Рис. 31.3 иллюстрирует логику выбора времени запуска для двух рассматриваемых классов. Перелет с постоянным временем (класс 1) Вектор цели для компланарной траектории расположен в плоскости второго активного участка (т. е. ?=0), и в процессе выведения к Луне никакого изменения плоскости движения не совершается. Это справедливо для обеих возможностей запуска при компланарных траекториях перелета. Однако, пока ракета-носитель и космический корабль находятся на промежуточной орбите в ожидании второй возможности старта, Луна продолжает двигаться по орбите вокруг Земли в течение дополнительных 90 мин, что приводит к изменению вектора цели. На рис. 31.4 показано перемещение вектора цели, Рис. 31.4. Компромиссная траектория выведения обусловленное движением Луны, от первой до второй возможности запуска, а также соответствующие моменты старта. Если рассматриваются 2 возможности выведения к Луне, то следует определить общее компромиссное время запуска. По крайней мере для одной из возможностей потребуется выполнить маневр по изменению плоскости движения, так как общее время запуска может удовлетворять условию ?=0 только для одной возможности. На рис. 31.3 показано изменение веса на траектории к Луне и времени запуска для обеих возможностей выведения. Максимальный вес обеспечивается, когда время запуска соответствует компланарному перелету, однако при второй возможности перелета вес оказывается меньше, чем при первой вследствие дренажа газообразного водорода из бака в течение дополнительного оборота на промежуточной орбите. Как видно из графиков, представленных на рис. 31.3, существует только одно время запуска, которое позволяет получить одинаковый вес на траектории к Луне для обеих возможностей. В случае а точка одинакового веса (точка пересечения кривых) расположена между временами двух компланарных запусков. Время запуска, позволяющее получить одинаковую полезную нагрузку, является общим для обеих возможностей и называется здесь компромиссным временем. В случае б точка пересечения двух кривых расположена правее времени компланарного запуска для второй возможности. Это имеет место, когда время между первой и второй возможностями оптимального запуска (?TL) мало. В случае б оптимальным решением для обеих возможностей запуска является время, соответствующее второму компланарному запуску. Процедура выбора компромиссного времени запуска состоит в следующем: 1) рассчитывается траектория для второй возможности компланарного запуска; 2) вычисляется вектор цели для первой возможности компланарного запуска; 3) определяется ?TL; 4) находится компромиссное время запуска, основанное на векторах цели для первой и второй возможностей компланарного запуска. Отвечающее требованиям прицеливания приближенное значение вектора цели для первой возможности запуска (шаг 2 процедуры) можно вычислить без интегрирования траектории. Рис. 31.5. К расчету времени старта для первой возможности. При этом с помощью системы координат, связанной с плоскостью движения Луны (рис. 31.5), предварительно устанавливается соотношение между вектором цели для второй возможности запуска Т02 и положением линии Луна-Земля в момент, соответствующий прибытию в периселений. Методика вычислений состоит в следующем. Даны величины: R 0ME2 – единичный вектор, направленный по линии Луна-Землд в момент прибытия в периселений по компланарной траектории, соответствующей второй возможности запуска и использованию времени для второй компланарной траектории; Т 02 – вектор цели для второй возможности компланарного запуска; N 0m – единичный вектор, перпендикулярный плоскости движения Луны. Рассмотрим следующие уравнения: где ?m – единичный вектор, дополняющий N 0m и R 0ME2 до правой ортогональной системы координат,: ??m – склонение вектора цели Т 02 относительно плоскости движения; Т 02 – проекция вектора цели на плоскость движения Луны; ?m – прямое восхождение вектора Т 02, измеряемое в плоскости движения Луны от линии Луна-Земля, соответствующей моменту прибытия в периселений по второй возможной компланарной траектории. Предполагается, что вектор цели остается на постоянных угловых расстояниях ?m и ?m от линии Луна-Земля. Если выведение к Луне происходит при первой возможности, а запуск имеет место во время, соответствующее второй возможной компланарной траектории, то положение линии Луна-Земля в момент прибытия в периселений определяется посредством выбора эфемериды, которая сдвинута назад относительно момента прибытия на один период обращения по промежуточной орбите. Вектор цели вычисляется на угловых расстояниях ?m и ?m от результирующего положения линии Луна-Земля, как показано на рис. 31.5. Кроме того отыскивается вектор цели, соответствующий времени первого возможного компланарного запуска, причем должно учитываться дополнительное влияние ?TL. В первом приближении вектор цели Т 02' вычисляется без учета влияния ?TL: Склонение и прямое восхождение Т 01 определяется как При вычислении вектора цели Т 01 будем рассматривать его в качестве функции от ?TL с тем, чтобы можно было применить итерационную процедуру для обеспечения перпендикулярности вектора цели Т 01 и нормали к плоскости промежуточной орбиты в случае первой возможности запуска N 01 , т. е. совпадения плоскости перелета и промежуточной орбиты. Из уравнения (31.6) при ?TL=0 в первом приближении определяется вектор цели для первой возможности компланарного запуска. Принимая линейную зависимость прямого восхождения и склонения от ?TL, можно получить уравнения для вычисления этих углов по следующим формулам: Остальные уравнения, используемые в итерационной процедуре, представлены ниже где х 0, у 0, z 0 – единичные векторы системы координат, соответствующей началу ближайшего бесселева года; R – прецессия за один период обращения на промежуточной орбите; RE – экваториальный радиус Земли; Rp0 – параметр орбиты; J – коэффициент, учитывающий сжатие Земли и отношение центробежного ускорения к гравитационному на экваторе. Величины для определения производной д ?/ д ?TL вычисляются путем решения уравнений (31.7)—(31.10) при ?TL=0 и 60 сек. При вычислении д ?/ д ?TL принимается линейное соотношение между ? и ?TL. Уравнения (31.7) и (31.10) образуют итерационный контур, из которого можно определить величину ?TL удовлетворяющую условию ?=0. Когда условие ?=0 выполнено, текущее значение ?TL представляет собой время между моментами компланарных запусков для двух возможностей, как показано на рис. 31.3 (в случаях а и б). Текущее значение Т°1 является вектором цели для первой возможности компланарного запуска. Когда необходимо, эти величины затем используются при определении компромиссного времени запуска. Зависимости параметров активного участка в виде полиномов используются при вычислении веса в конце участка выведения к Луне для первой возможности запуска, осуществляемого в момент времени, соответствующий второй возможности компланарного запуска. Для вектора Т°1 вычисляется угол наклона ? к плоскости промежуточной орбиты, а значения С3 и ? приравниваются к величинам, полученным из исследования второй возможности компланарного запуска и гиперповерхности. Результирующий вес W1 сравнивается с полученным ранее весом для второй возможности компланарного запуска W2. Если W1+23 Kг ?W2, то в качестве общего времени запуска используется время, соответствующее второй возможности компланарного запуска. Если же W1+23 кг