CC BY
48
^ДИАГНОСТИКА И РЕМОНТ
УДК 621
ИМИТАЦИОННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕРМОДИНАМИЧЕСКОГО ВОЗДЕЙСТВИЯ ПРИ ИСПЫТАНИИ СТОЙКОСТИ ЗАЩИТНЫХ
ПОКРЫТИЙ
Г.В. Лепеш1, Е.С. Иванова2
1 Санкт-Петербургский государственный экономический университет (СПбГЭУ),
191023, Санкт-Петербург, ул. Садовая, д. 21 2Акционерное общество «Центральный научно-исследовательский институт материалов», (АО «ЦНИИМ»), 191014, Санкт-Петербург, Ул. Парадная, 8
Проведен анализ применения современных защитных покрытий и технологий их нанесения на защищаемые поверхности газодинамических импульсных устроств, подверженных действию высоких температур. Разработана газодинмическая импульсная сопловая установка, предназначенная для испытания стойкости защитных покрытий. Проведено расчетное и экспериментальное обоснование технических характеристик моделируемого процесса.
Ключевые слова: Защитное покрытие, стойкость, продукты горения, истечение, высокая температура, давление, образцы, коэффициент теплоотдачи.
SIMULATION OF THERMODYNAMIC EFFECTS WHEN TESTING THE RESISTANCE OF
PROTECTIVE COATINGS
G.V.Lepesh, E.S. Ivanova
St. -Petersburg state university of economics (SPbGEU), 191023, St. Petersburg, Sadovaya str., 21 Joint stock company «Сentral scientific-research institute of materials»,
191014, St. Petersburg, Paradnaya St.,8 The analysis of application of modern protective coatings and technologies of their drawing on the protected surfaces of the gasdynamic pulse ustrostvo subject to action of high temperatures is carried out. The gazodinmichesky pulse nozzle installation intended for testing of firmness of protective coatings is developed. Settlement and experimental reasons for technical characteristics of the modelled process are carried out.
Keywords: Protective coating, firmness, products burning, expiration, high temperature, pressure, samples, thermolysis coefficient.
Введение
Одним из основных направлений повышения определяемой баллистическими характеристиками эффективности газодинамических импульсных устройств (ГИУ) является использование высокоэнергетических топлив (ВЭТ), особенностью которых является высокая температура горения. Последнее может привести к повышенному разгару канала (рис.1) и снижению ресурса ГИУ и даже к не-
возможности их применения [1]. В этом случае основной проблемой повышения ресурса ГИУ является повышение стойкости поверхности, подверженной воздействию потока высокотемпературных продуктов, образующихся в результате горения топлива, причем в условиях высокого давления. В таблице 1 перечислены основные факторы, оказывающие существенное влияние на стойкость поверхности канала ГИУ.
1 Лепеш Григорий Васильевич - доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой Машины и оборудование бытового и жилищно-коммунального назначения, СПбГЭУ, тел.:+792\75\2829,e-mail: gregoryl@yandex. ru;
2Иванова Елена Сергеевна - кандидат технических наук, главный конструктор по направлению АО «ЦНИИМ», тел.:+79213608546, e-mail: [email protected].
Таблица 1 - Перечень факторов, оказывающих влияние на снижение стойкости поверхности ГИУ
Газодинамический
ь
Механический
•Высокая интенсивность нагрева и охлаждения
• Полиморфные превращения в стали
• Температурная зависимость теплофизических и механических характеристик материала
• Образование карбидов, окислов и сульфидов на поверхности канала
• Образование по границам зерен легкоплавких эвтектик
• Появление водородного охрупчивания поверхностного слоя
•Высокое давление, деформация и растрескивание покрытия канала
•Газодинамическая эрозия
•Возникновение знакопеременных упругопластических деформаций в пристеночном слое канала под покрытием
• Прорыв продуктов горения через обтюрирующие устройства
•Высокий уровень локальных нагрузок со стороны опорных элементов ведущего устройства
• Повышение интенсивности механического изнашивания в средней и дульной частях канала
щего цилиндра; разрабатываются конструкции защитных элементов (флегматизаторов) в топливный заряд для защиты поверхности канала РЭД.
Во втором аспекте ведутся работы по поиску материалов покрытий, а главное, по способам их нанесения, таким, которые обеспечивают необходимое качество и адгезию к защищаемой поверхности ГИУ.
В процессе разработки опытные ГИУ проходят многочисленные натурные испытания, в том числе и на отработку заданного ресурса, высокая стоимость и продолжительность которых значительно повышает стоимость как разработки защитных мероприятий, обеспечивающих ресурс, так и новых ВЭТ. Это обуславливает высокую актуальность сокращения натурных испытаний при оценке РЭД ПГ на поверхность канала ГИУ.
1. Постановка задачи исследования
Существенного уменьшения количества натурных испытаний при оценке РЭД ПГ можно достичь методами имитационного моделирования физико-химических процессов, происходящих при функционировании ГИУ. При этом существенную практическую значимость представляют исследования на натурных образцах элементов ГИУ с защитным покрытием и реальными образцами ВЭТ, которые необходимы как для подтверждения адекватности и калибровки математических моделей, так и для
Рисунок 1 - Канал ГИУ, подверженный разгару в результате функционирования
Повышение стойкости поверхности ГИУ к разгарно-эррозионному воздействию (РЭД) продуктов горения (ПГ) производится путем проведения комплексных мероприятий, направленных как на снижение температурного воздействия ПГ, так и на повышение стойкости защитных покрытий, наносимых на поверхность канала ГИУ, изготавливаемого из высокопрочной стали [2].
Для обеспечения первого мероприятия ведется разработка ВТ с температурами горения не выше 3200 К, в том числе с прогрессивными законами горения, обеспечивающими заданную эффективность ГИУ. Отрабатываются противоэрозионные добавки (например, ди-силицида титана (Т1812) или двуокиси титана (ТЮ2)) в состав ВЭТ и/ или материал сгораю-
сравнительной оценки мероприятий по защите от РЭД.
По причине того, что проведение полномасштабных экспериментальных исследований на средних и больших ГИУ в таких случаях экономически нецелесообразно, необходимо прибегать к экспериментальным исследованиям, проводимым на маломасштабных газодинамических установках, которые будут способны формировать подобный воздействию ГИУ импульс на образцах с защитным покрытием. Наиболее экономически целесообразным методом, обеспечивающим такие испытания, является метод, основанный на использовании сопловой установки [1]. Метод позволяет формировать импульс ПГ в широком диапазоне давлений за счет варьирования диаметром сопла, массой заряда топлива и объемом зарядной каморы.
Основной проблемой, решаемой при применении подобных установок, является обеспечение адекватности РЭД ПГ процессам, происходящим в реальных условиях.
На сегодняшний день накоплен большой опыт расчетов баллистических характеристик ГИУ (рис.2) и соответственно параметров теплообмена между ПГ и элементами ГИУ в процессе его функционирования [3, 4]. Разработаны методики оценки теплового состояния [5] (рис. 3), причем с учетом защитного покрытия и температуры заряда ±50 °С.
Прогноз стойкости защитного покрытия может быть обеспечен использованием расчет-но-экспериментальной методики, основанной на воздействии на него потока ПГ, приводящего к эрозионному изнашиванию. Современная модель эрозионного изнашивания предложена В.С. Логвиновым [2], в которой определяющая роль отводится явлениям хемосорбции и десорбции по отношению к молекулам ПГ и поверхности металла, на который они воздействуют. В результате кинетического и диффузионного молекулярных взаимодействий, зависящих от температуры и времени на границе фаз "газ - твердое тело" происходит эрозия поверхности металла. Однако применение ее относительно новых защитных материалов покрытий нецелесообразно по причине того, что механизм их разрушения другой и до сих пор доконца не установлен. Очевидно, что определяющим звеном в этом механизме является разрушение слоя металла под покрытием и нарушение адгезии (рис.4). Наибольшим способствующим этому явлнию фактором является высокая температура материала под защитным покрытием, причем в некоторых случаях превышающая для стали критическую точку ау-
стенитного превращения Ас1 (т.е. достигающая 800 оС и более). Процессу вскрытия поверхности металла способствует также растрескивание защитного слоя в условиях его относительно больших деформаций при высоких давлениях и наличие при этом механического объемного (сдвигового) воздействия на покрытие. Математическое описание перечисленных физических процессов сложное и может быть основано лишь на феменологическом подходе, предполагающем экспериментальные исследования на натурных образцах, причем в условиях подобия теплового и механического воздействия.
3 500
3 000 2 500 2 000 1 500 1 000 500
Скорость, м/с ■ Давление, МПа Температура, оС
0
0,000
0,002 0,004 0,006 0,008
Время процесса, с
Рисунок 2 - Баллистические характеристики процесса в ГИУ
1800
1600
1400
01200
сД000
^ 800
& 600
1 400 н
200 0
10 20 30 40 Время теплового действия, мс
• На границе хромового покрытия
• На поверхности канала ствс ^
50
0
10
20
30
40
Время, с 50 60
Рисунок 3 - Изменение температуры на поверхности канала ГИУ: а) - при одиночном функционировании; б) - при режимном функционировании
0
Современные защитные покрытия (Сг, W ВК-8, ЫЬ, ЫЬЫ, Та, ТаЫ, ЭП-131, Ш2, Мо, W и др.) в целом удовлетворяют требованиям, обеспечивающим их функции по эрозионной стойкости в условиях газодинамического действия ПГ ВТ при высоких давлениях и скоростях потока. Они обладают высокой твердостью и механической прочностью. Им присущи также свойства высокой температуры плавле-
ния (выше 1700 °С) и химической нейтральности (инертности) к компонентам топливного заряда. Однако для обеспечентих стойкости таких покрытий в условиях высоких давлений и температур их коэффициенты линейного и термического расширения должны быть близки к соответствующим значениям для стали ГИУ, что является проблемой.
Сход покрытия
Рисунок 4 - Последовательность повреждаемости гальванического хромового покрытия
Проблемой является и технология нанесения, которая должна обеспечивать многослойную конструкцию, состоящую из слоев разной толщины, обладающую различными механическими и тепловыми свойствами, а также обеспечивающуя их адгезионную прочность с основой на уровне механической прочности основного металла.
К перспективным в данном направлении технологиям относят:
- гальваническое хромирование;
- комбинированное покрытие: гальванический хром + лазерное упрочнение на незащищенной поверхности в меньшей степени подверженной воздействию ПГ;
- вакуумная ионно-плазменная технология нанесения покрытия Сг, ХР-3, W, ВК-8, ЫЬ, ЫЬЫ, Та, ТаЫ (магнетронное напыление, термическое электроннолучевое, дуговое напыление);
- вакуумного ионно-плазменного магне-тронного напыления импульсами высокой мощности (Н1Р1М8);
- сварку взрывом (Ta-2,5W, Та, кобальт, стеллит);
- вставки (лейнеры) из керамокомпозит-ных материалов (карбид кремния, 8ЛЮЫ, нитрид кремния), ТВ2, карбонитрид титана-ниобия, твердые сплавы ^С-Т^хЫЬ^СуМ^уг Со) и др.
Наиболее перспективные рассматриваются технологии:
- гальваническое хромирование с хонин-гованием поверхности (гальванохонинг);
- нанесения покрытия методом плазмен-но-порошковой наплавки;
- вакуумного ионно-плазменного напыления импульсами высокой мощности (Н1Р1М8).
2. Особенности устройства и действия газодинамичиской импульсной сопловой установки
Основными требованиями, предъявляемыми к газодинамической импульсной установке являются следующие [6]:
- обеспечение запаса прочности при рабочих давлениях;
- обеспечение возможности регистрации основных эксплуатационных параметров (ра-
бочее давление, температура на поверхности образца);
- соблюдение эргономических требований и безопасность проведения работ.
В качестве одного из вариантов подобной установки рассмотрим сопловую [6], показанную на рис. 5.
Установка (рис. 5) представляет собой камору 3, выполненную в виде многослойной автофретированной конструкции, обеспечивающей ее прочность при высоких давлениях (практически достигающих предела прочности материала). Непосредственно в каморе 3 и производится сжигание топливного заряда. Камора 3 закреплена в корпусе 1. Корпус при помощи кожуха 7 прикреплен к фундаменту по, так называемой жесткой схеме. Задняя часть каморы запирается при помощи затвора 2, с обтюратором 4. Датчик давления 8 располагается в грибе обтюратора с выводом проводов по центральному отверстию гриба. В передней части каморы располагается втулка 5 с отверстием свободного истечения. Непосредственно во втулке закрепляются образцы с защитным покрытием, предназначенные для испытаний. Во втулке 5 устанавливаются датчики температуры 9 с выводом измерительных линий по продольным пазам трубы 6. Труба 6 в целом служит для направления истечения потока газов и защиты от их воздействия проводов термодатчиков и установки в целом.
Рисунок 5 - Экспериментальная газодинамическая импульсная сопловая установка: 1 - корпус; 2 - затвор; 3 - камора; 4 -обтюратор; 5 - втулка с образцами; 6 - труба; 7 -кожух; 8 -датчик давления; 9 -датчик температуры; 10 - топливный заряд; 11 - запальная линия
Инициирование воспламенения заряда 10 производится электрическим импульсом малой мощности, подведенным через канал трубы. При сгорании топливного заряда 10 поток
ПГ проходит через направляющую втулку 5 и омывает поверхность испытуемых образцов во втулке 5. Здесь же поток ПГ омывает поверхность с установленным безинерционным датчиком температуры. В процессе функционирования ГИУ регистрируется изменение во времени давления в каморе 3 и темперытуры поверхности во втулке 5 (поверхности образцов). Достоверность измерения давления обеспечивается применением аттестованной штатной приборной базы. Достоверность измерения температуры поверхности образцов обеспечивается тарировкой специальной безинерцион-ной термопары, изготавливаемой из материала, аналогичного защитному покрытию. Верхние пределы измерений для давления - 1000 МПа и для температуры 1700 К. Для обеспечения моделирования температурных, силовых и временных параметров воздействия продуктов горения в каморе производится воспламенение и сгорание топливного заряда сходного с натурным по химическому и компонентному составу. Для обеспечения подобия процесса применяются специально изготовленные более тонкие топливные элементы.
Методика обеспечения баллистического подобия процесса изложена в статье [6] и основана на подборе объема каморы, массы топливного заряда и толщины горящего свода его элементов, обеспечивающих:
- наибольшее давление топливных газов (ТГ) в каморе 3 установки - на уровне
штатной моделируемой системы;
-длительность нарастания импульса давления - на уровне штатной моделируемой системы;
- площадь импульса теплового воздействия - на уровне штатной моделируемой системы.
В основе методики баллистического проектирования лежат основные зависимости горения топливного заряда в постоянном объеме с истечением ПГ через небольшое отверстие [7] при условии, что максимум давления ПГ совпадает с концом горения. Величина температурного импульса обеспечивается подбором объема каморы 0, за счет установки специальных недеформируемых втулок (табл.2,) и массы топлива . Варьирование производится в пределах 0,5 ^ 2,0 дм3 (см. рис. 6). Однако вследствие сложности моделирования процесса истечения в геометрически сложном пространственном канале и в процессе горения заряда окончательный подбор заряда производится экспериментально. Как правило, расчетные значения давлений в каморе отличаются в
большую сторону, причем тем больше, чем ниже требуемое расчетное значение.
Таблица 2 - Результаты подбора параметров процесса
(6)
Но- 4/1 Но- 7/7
мер 0; дм мер 0, дм
кривой кг , с кривой кг , с
1 1 0,49 0,024 3 1,0 0,52 0,025
2 1,8 0,87 0,042 4 1,8 0,89 0,044
3. Имитационное моделирование
температурно-силового воздействия
Имитационное моделирование темпера-турно-силового воздействия ПГ на поверхность канала производилось на основании интегрирования системы уравнений, которая помимо истечения учитывает ряд особенностей процесса, связанных с теплообменом между ПГ и стенками каморы установки [6]:
1,Е+06 9,Е+05 8,Е+05
Й 7,Е+05
С
и" 6,Е+05
5,Е+05
и '
| 4,Е+05
^ 3,Е+05
2,Е+05 1,Е+05 0,Е+00
0,01
Время,с
0,02
Рисунок 6 - Импульсы давления (в соответствии с табл.2)
3.1. Уравнение изменения массы ПГ
(4)
где: - масса газа; - относительная масса сгоревшего топлива.
3.2. Уравнение относительно притока газа при горении заряда
(5)
где: - баллистическое давление ПГ; - относительная масса сгоревшего топлива до распада зерна; - характеристика формы зерна топлива; - показатель степени в законе горения топлива.
3.3. Уравнение относительно расхода газа при истечении ПГ
3.4. Уравнение изменения внутренней энергии газа
- = П ----; (7)
3.5. Уравнение, определяющее потери энергии газа на теплоотдачу
(8)
3.6. Уравнение изменения скорости газа у критического сечения
— ; (9)
4.7. Уравнения измерения давления газа в критическом сечении
- — (10)
4.8. Уравнения для осредненных по объему каморы (среднемассовых) величин давления, температуры и плотности газа.
; (11) Г, = (к - 1)-; (12)
Р = - (13)
4.9. Уравнения для коэффициента теплоотдачи
а = ■
. (14)
4.10. Уравнения изменения свободного объема каморы
. (15)
Входящие в уравнения (4 - 15) параметры определялись по следующим зависимостям: П=- --- по-
тенциал топлива, Дж/кг;
- температура горения заряда, К;
- показатель адиабаты;
- ковалюм
ПГ,м3/кг; - удельная газо-
вая постоянная ПГ, Дж/(кг град);
- теплота горения топлива, ккал/кг; - ко-
нечный импульс горения топлива, Па с;
0
, _ коэффициенты теплоус-
вояемости материала каморы и ПГ,с оответст-венно, Дж/(м2 с12 град);
- коэффициент учета изменения поверхности
горения топлива; ---коэффициент расхода.
В уравнения (4 - 15) дополнительно обозначено: - начальная температура заряда, К; - внутренняя энергия газа; - тепловая энергия ПГ; - давление ПГ у критического сечения; - скорость газового потока;
- масса пули; - свободный объем каморы; где - плотность топлива; - температура ПГ; - начальная температура; - площадь поверхности теплообмена; , - коэффициенты теплоусвояемости материала стенок каморы и соплового блока соответственно, где: , , , - коэффициенты
теплоемкости, теплопроводности (Вт/м/град) и температуропроводности (м2/с) материалов каморы и соплового блока соответственно; -экспериментальная константа, принимаемая равной 3,1 для маломасштабных моделей; р-среднемассовая плотность газа в каморе; V (I) -скорость газа в критическом сечении; - характеристика формы зерна топлива.
Начальные условия интегрирования входящих в систему дифференциальных уравнений определяются соотношениями: при t = 0 ;
(I) = 0; ; , (16)
где - начальное давление, определяемое условиями воспламенения.
Анализ системы уравнений (4 - 15) показывает, что наибольшая температура теплового импульса зависит от теплоты горения топлива . Соответстветствие величин в экспериментальной установке заданным значениям, определенным на штатных
системах, обеспечивается при условии применения соответствующего по химическому и компонентному составу топлива, т.е в основном по Я .
Из уравнений (6) и (9) также следует, что скорость истечения ПГ будет определяться в основном давлением ПГ и температурой горения топлива . При этом реальный баллистический процесс, происходящий в ГИУ будет отличаться как скоростью потока, действующего на опытные образцы, так и температурой воздействия.
Принимая условно процесс истечения ПГ изэнтропическим и подобным истечению газа из сопла с критическим сечением, равным проходному сечению втулки 5 (см. рис.4) получим выражения для температуры ПГ и давления потока, действующего на образцы:
; .
(17)
При этом в скорость потока в критическом сечении будет равна скорости звука
(18)
Оценивая выражения (17) при средних значениях получим:
При этом скорость истечения ПГ в периоде горения топлива (до ) составит при МДж/кг
= _= = 1118 м/с.
Это значительно больше, чем в первом пироди-намическом периоде в ГИУ. Здесь на защищаемом участке поверхности скорость потока (/) не превышает значений 600 м/с даже во втором пиродинамическом периоде. Причем наибольшему мгновенному тепловому действию подвержен участок поверхности в районе достижения а с учетом временного фак-
тора - расположенный ниже . Именно
здесь достигается наибольшая температура и скорость потока на защищенной поверхности ГИУ.
4. Анализ теплового состояния
поверхности образца
Проведем решение задачи анализа тем-пературно-силового воздействия при параметрах заряжания, представленных в таблице 3. В качестве модели температурно-силового воздействия ПГ на поверхность образцов примем
систему уравнений (4 - 15) с граничными условиями (16).
Таблица 3 - Параметры имитационного процесса
В результате решения задачи моделирования температурно-силового воздействия ПГ были получены кривые давления и температуры ПГ в зависимости от времени.
На рисунке 7 представлены кривые импульса давления ПГ в каморе и на образцах. На рисунке 8 представлены некоторые кривые, характеризующие процесс горения топлива и истечения ПГ.
Очевидно, что кривая скорости потока ПГ эквидестантна температуре ПГ и значительно (почти в два раза) превышает скорость в штатных системах.
№ п/п Наименование параметра Значение
1. Диаметр сопла, мм 10
2. Объем каморы, дм3 2,1
3. Масса заряда, кг 0,8
4. Плотность заряжания 0,38
5. Теплота горения топлива, ккал/кг 840.
6. Конечный импульс топлива, КПа с 500
700 600 500 400 300 200 100 0
--Давление в канале, МПа •••♦••• Давление в каморе, МПа
•
•
• * -Экспериментальная криваядавления в каморе, МПа
*
ч-
"» ^
! | ч
1 V
и
* —, Г».
•• ♦ ...
0,01
0,02
0,05
0,03 0,04 Время процесса, с Рисунок 7 - Импульс давления в каморе и на образцах
0,06
0,07
2 500
2 000
1 500
1 000
500
— • Плотность ПГ, кг,м3 --Температура ПГ в канале, оС
ч N
V,
к
Ч
>
ч Ч V
ч
А С4
у-
0,00
0,01
0,02 0,03
Время процесса, с
0,04
0,05
Рисунок 8 - Характеристики физического процесса в каморе ГИУ
0
0
Для расчета теплоотдачи от ПГ испытуемым образцам учтем, ту часть его энергии, которая расходуется в результате прикосновения с внутренними поверхностями образцов. Математическая модель анализа теплового состояния поверхности представлена в работе [6]. Она основана на законе теплопередачи Ньюто-на-Рихмана, определяемом уравнением
. (19)
С учетом изменяющихся во времени коэффициентом теплоотдачи а и температуры внутренней поверхности образцов .
Решение уравнения (19) осредненное по поверхности теплообмена может быть представлено уравнением (8)
Осредненные по поверхности теплообмена значения коэффициента теплоотдачи при горении топлива в постоянном объеме определяются в соответствии с данными специальных опытов Мюраура и Серебрякова по следующей формуле [7]
= где: - свобод-
ный объем каморы, в котором происходит горение топлива; — - приток массы газа в
результате горения топлива.
Осредненные по поверхности теплообмена значения коэффициента теплоотдачи в канале ГИУ малых диаметров определяются введением дополнительного члена в уравнение (20) соответственно уравнению (14)
, который учитывает теплообмен при движении газа в канале (рис.9). Здесь коэффициент и показатели степени установлены экспериментально, так что бы получить температуру нагреваемых элементов ГИУ.
Среднее значение коэффициента теплоотдачи потока ПГ в направляющей части трубы ГИУ средних и крупных диаметров за время теплового действия , для
- рассчитывают по формуле:
, (20)
где коэффициент и показатели степени также установлены экспериментально для различных типов ГИУ.
Процесс теплопередачи, происходящий в сопловой установке в первой своей фазе близок к процессу, описываемому зависимостью (14), а во второй более близок к соответствующему процессу, описываемому (20). При этом значение коэффициента можно будет вы-
числить, приравнивая выражения (20) и (14) в момент окончания горения топлива (
Температура поверхности образцов зависит от интенсивности теплоотдачи ПГ и тепловой активности материала поверхности, характеризующего распространение тепла по их толщине. За время процесса тепло не успевает практически проникнуть через всю толщину, и образец условно можно рассматривать как плоскую и полубесконечную стенку, передающую теплоту.
й I?
о о
53 15
I т
т
о «
160 000 140 000 120 000 100 000 80 000 60 000 40 000 20 000 0
по формуле (20) по формуле (14)
0 0,02 0,04
Время процесса, с
Рисунок 9 - Коэффициент теплоотдачи
При таком предположении температура внутренней поверхности выражается через величину количества тепла, поступившего в стенку через единицу поверхности с помощью уравнения [6]:
2
Т =Т
1 ст 1 н
+ ш
ж -Л
(21)
1 400
1 200
«
1 1Еф00
|200
Н 0
а - по формуле (14) а - по формулам (14 и 20)
-+-
-+-
-+-
0,01 0,02 0,03 0,04 Время процесса, с
-Ч
0,05
Рисунок 10 - Температура поверхности образцов
Решение системы уравнений (4 - 15) с граничными условиями (16) полностью определяет учет потерь на теплоотдачу нагреваемой
0
поверхности и обеспечивает расчет ее температуры в различные моменты времени ^ по формуле (21).
Массивы результатов расчетов температуры ПГ во времени (рис 10), а также коэффициентов теплоотдачи (рис.9) являются исходными данными для расчета количества тепла, отдаваемого ПГ, например, путем интегрирования уравнения (1 9) и расчета температуры по формуле (21). Результаты решения задачи теплообмена путем интегрирования уравнения (1 9) методом Рунге-Кутты приведены в виде графиков на рис. 7 - 10. Эти результаты могут быть приняты в качестве критериев оценки адекватности расчетного метода и предметом согласования модельных и натурных параметров изнашивания образцов при применении мероприятий по защите изнашиваемой поверхности.
Таким образом, сравнение полученных результатов расчетов с заданными вариантами показывает возможность моделирования тем-пературно-силового воздействия на испытуемые образцы на разработанной экспериментальной газодинамической импульсной сопловой установке.
Решение задачи теплопроводности (см. уравнение 19) и нагрева поверхности образцов можно решить численным методом. Для решения этого уравнения также необходимо располагать, изменяющимися во времени значениями коэффициента теплоотдачи и температуры внутренней поверхности .
Расчет теплового состояния образца, расположенного в радиальном канале ГИУ, проводят на основе численного решения системы уравнений методом конечных разностей:
- с учетом осевых перетоков тепла записывают в виде:
- ; (22)
- ; - , (23)
- без осевых перетоков тепла - в виде: - -----(24)
значения коэффициентов теплоотдачи на внутренней и наружной поверхностях образца, а также температуры потоков изнутри и снаружи . . Подобные задачи можно решать с использованием универсальных программных продуктов [8].
5. Критерии теплового подобия
Традиционным подходом при переносе результатов модельных испытаний на полномасштабные ГИУ является - основанный на определении соотношения между масштабными результирующеми коэффициентами, характеризующими результат теплового и динамического воздействия , времени теплового действия , давления ПГ , скорости потока , массы топлива (удельной тепловой энергии на поверхности образцов) в соответствии с условиями физического подобия (
). (Здесь обозначено - глубина изношенного слоя.)
Такие соотношения могут быть получены на основании рассмотрения уравнений:
- теплопроводности (22);
- изнашивания:
;
- уравнения баланса энергии при функционировании ГИУ;
- зависимости коэффициента теплоотдачи от давления и скорости ПГ и др.
1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0
коэффициент температуропроводности
-К оэф фи цие нт теп лоп ров од нос ти
V
N
А \ \ —
\ 1
-н
1
20
- с учетом изменения температуропроводности материала образца от температуры (рис.11) в виде:
- - (25)
- — (26)
. (27)
Для решения системы уравнений (22 -27) необходимо предварительно определить
520 1020 Температура , оС
Рисунок 11 - Зависимость теплофизических параметров легированной стали от температуры
Основным критерием теплового подобия является равенство температуры защищаемой поверхности ГИУ и образцов на глубине адгезионного слоя. Как правило, именно разрушение этого слоя приводит к разрушению
защитного покрытия (рис. 4). Причем верхним критерием является достижение температуры в этом слое критической точки аустенитного превращения Асх в стали.
Отдельной задачей исследования является определение динамического эффекта от действия скоростного напора ПГ, скорость которого значительно выше, чем скорость в реальных ГИУ и практически не зависит от давления, поскольку образцы располагаются в критическом сечении сопла.
Выводы:
1. Проведен анализ применения современных защитных покрытий и технологий их нанесения на защищаемые поверхности газодинамических импульсных устроств, подверженных действию высоких температур. Рассмотрем механизм разрушения защитных покрытий. Установлено, что основным фактором, определяющим стойкость защитного покрытия является высокая температура нагрева и структурные превращения адгезионного слоя защищаемой поверхности.
2. Разработана газодинмическая импульсная сопловая установка, предназначенная для испытания стойкости защитных покрытий. Проведены экспериментальные исследования, беспечивающие соответствующие реальным основные характеристики температурно-силового воздействия на поверхности образцов с защитными покрытиями.
3. Разработано программно-методическое обеспечение и проведен анализ характеристик газодинамического процесса. Установлено, что экспериментальная установка позволяет моделировать баллистический процесс, подобный ГИУ и обеспечивающей температурно-силовое воздействия ПГ на образцы ГИУ с целью испытания эрозионной стойкости ее защитных покрытий. При этом скорость потока ПГ значительно превышает скорость в реальных ГИУ, что приводит к более жестким условиям по отношению к стойкости защитных покрытий.
4. В результате решения задачи теплообмена путем интегрирования уравнения теплоотдачи методом Рунге-Кутты при рассчитанных параметрах (массивах) температур и коэффициентов теплоотдачи проведен расчет теплового воздействия сопловой установки на поверхность образцов в условиях имитации про-
цесса. Полученные результаты расчета температуры поверхности показывают возможность получения результата экспериментального теплового воздействия на испытуемые образцы подобного штатным системам на проектируемом сопловом стенде.
5. Разработанное программное обеспечение может быть использовано для анализа влияния энергетических параметров топливных зарядов на температурно-силовое взаимодействие ПГ с каморой ГДИС и на эрозионный износ ее поверхности.
Литература
1. Чуев Ю.В. Проектирование ствольных комплексов (теоретические основы).-М.: Машиностроение, 1976. -216 с.
2. Логвинов В.С., Котельников В.Г. Метод расчетного прогнозирования живучести стволов артиллерийского вооружения.// Оборонная техника -1991. -№8.
3. Лепеш Г.В. Теория функционирования артиллерийских снарядов в задачах прогнозирования баллистических качеств артиллерийских систем. /Внутрикамерные процессы, горение и газовая динамика дисперсных систем.//Сборник лекций второй международной школы-семинара. СПб, -1997. -с. 153 - 166.
4. . Лепеш Г.В. Моделирование процесса нагруже-ния трубы внутренним давлением с перемещающимся с высокой скоростью фронтом нагружения. // Сб.докладов X межд. конф. По мягким вычислениям и измерениям. 25-27 июня 2007 г. СПб. : ЛЭТИ. С.152 - 161
5. ОСТ В3-6016-85 «Орудие артиллерийское. Методы расчета нагрева и охлаждения артиллерийских стволов».
6. Лепеш, Г.В. Разработка и обоснование метода экспериментального исследования стойкости антиэрозионных защитных покрытий газодинамических импульсных устройств. /Г.В. Лепеш, Д.Ю.Латышев, М.С.Черкасов // Технико-технологические проблемы сервиса. -2015. - №2(28), С.59- 66.
7. Серебряков М.Е. Внутренняя баллистика ствольных систем и пороховых ракет.- М.: Государственное научно-техническое издательство ОБОРОНГИЗ, 1962.-703 с.
8. Лепеш, Г.В. Моделирование процесса тепломас-сопереноса в программной среде Ansys/Fluent при дифференцированном отоплении подземного перехода./ Г.В. Лепеш, Т.В. Потемкина, Г.А. Спроге // Технико-технологические проблемы сервиса. . -2015 № 4(34) с. 41-49
