Разработка и обоснование метода экспериментального исследования стойкости антиэрозионных защитных покрытий газодинамических импульсных устройств Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 623.526.6

РАЗРАБОТКА И ОБОСНОВАНИЕ МЕТОДА ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ИССЛЕДОВАНИЯ СТОЙКОСТИ АНТИЭРОЗИОННЫХ ЗАЩИТНЫХ ПОКРЫТИЙ ГАЗОДИНАМИЧЕСКИХ ИМПУЛЬСНЫХ УСТРОЙСТВ

Г.В.Лепеш1, Д.Ю.Латышев2, М.С.Черкасов3

1 Санкт-Петербургский государственный экономический университет (СПбГЭУ),

191023, Санкт-Петербург, ул. Садовая, 21;

2,3ОАО "Центральный научно-исследовательский институт материалов" (ОАО "ЦНИИМ"), 191014, Санкт-Петербург, Парадная ул, д. 8

Разработана газодинамическая сопловая установка, предназначенная для испытания антиэрозион-ных защитных покрытий газодинамических импульсных устройств. Установка обеспечивает нагружение испытуемых образцов высокотемпературным тепловым импульсом путем формирования высокоскоростного потока продуктов горения твердого топлива при высоком давлении. Разработана методика и проведено обоснование имитации режима нагружения реальным процессам, происходящим в газодинамических импульсных системах высокого давления.

Ключевые слова: антиэрозионные защитные покрытия, экспериментальные исследования, высокотемпературный тепловой импульс, продукты горения, имитация теплового импульса.

DEVELOPMENT AND JUSTIFICATION OF THE METHOD OF THE PILOT STUDY OF FIRMNESS OF ANTI-EROSIVE SHEETINGS OF GASDYNAMIC PULSE DEVICES

G.V.Lepesh, D.Yu.Latyshev, M. S. Cherkasov

St. Petersburg state University of Economics (SPbSEU), 191023, Saint-Petersburg, Sadovaya street, 21;

JSC "The central research institute of materials" (JSC CNIIM), 191014, St. Petersburg, Paradnay street, 8

The gasdynamic nozzle installation intended for test of anti-erosive sheetings of gasdynamic pulse devices is developed. Installation provides loading of examinees of samples by a high-temperature thermal impulse by formation of a high-speed stream of products of burning of firm fuel with a high pressure. The technique is developed and justification of imitation of a mode of loading to the real processes happening in gasdynamic pulse systems of a high pressure is carried out.

Keywords: anti-erosive sheetings, pilot studies, high-temperature thermal impulse, burning products, imitation of a thermal impulse.

1. Постановка задачи исследования эти режимы характеризуются кратковременным

Изнашивание поверхности канала газо- импульсом воздействия ПГ с темпетатурой 7\;

динамической импульсной системы (ГДИС), тах, достигающей 3500 К, давлением ПГ ртах -

подвергающейся эрозионному продуктов горе- до 900 МПа и скоростью потока ПГ vr—до 2000

ния (ПГ) действию установки носит системати- м/с. Защита от эрозионного действия ПГ в та-

ческий характер и наблюдается после каждого ких условиях предполагает непрерывный поиск

произведенного импульса. Эрозия металлов - защитных покрытий канала ГДИС и техноло-

постепенное послойное разрушение поверхно- гий их нанесения, обеспечивающих термостой-

сти изделий под влиянием механических воз- кость, коррозионную стойкость и прочность

действий Особенно сильно эрозия сказывается поверхности в относительно длительных усло-

в области входа в канал ГДИС и непосредст- виях их эксплуатации ГДИС. Актуальным в

венно за ним в канале. Высокая интенсивность этом отношении является создание и совершен-

этого процесса обеспечивается режимами тем- ствование методик прогнозирования процесса

пературно-силового нагружения поверхности, изнашивания в подобных условиях темпера-

При функционировании современных ГДИС турно-силового воздействия.

1Лепеш Григорий Васильевич — доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой "Машины и оборудование бытового и жилищно-коммунального назначения",СПбГЭУ, моб.\+1 921 751 28 29, e-mail: GregoryL@yandex. ru;

1 Латышев Денис Юрьевич — старший научный сотрудник ОАО "ЦНИИМ", моб.: +7 921 318 57 38, email: СттЪ 1 @yandex. ru;

3Черкасов Михаил Сергеевич — инженер I категории ОАО "ЦНИИМ", моб.: +7 904 640 75 92, email: Mihail312@gma.il. ru;

Комплексный подход к расчету износа ГДИС сформулировал в своей работе [2] Ю.В. Чуев. В соответствии с его представлением износ за один импульс считается пропорциональным отношению удельной энергии, теряемой потоком продуктов горения (ПГ) и расходуемой на разрушение металла поверхности канала, к характеристике износоустойчивости металла поверхности:

^Ун-У* (1)

t' гЧ

где: г- радиальный износ в рассматриваемом сечении канала; N— число импульсов; t\ время начала воздействия ПГ на рассматриваемое сечение канала и окончания периода истечения ПГ; р - плотность пороховых газов; vr-скорость газов в сечении; коэффициент,

учитывающий шероховатость поверхности.

Современная модель эрозионного изнашивания предложена B.C. Логвиновым [3], в которой определяющая роль отводится явлениям хемосорбции и десорбции по отношению к молекулам топливных газов и поверхности металла. 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 невозможно без экспериментального изучения их стойкости в реальных условиях эксплуатации. При этом имитационное моделирование целостного механизма изнашивания в таких условиях предполагает соблюдения подобия процессов внутренней баллистики, теплообмена, нестационарной теплопроводности и эрозионного изнашивания одновременно.

Проведение полномасштабных экспериментальных исследований на средних и больших ГДИС в таких случаях нецелесообразно. Поэтому имеется необходимость прибегать к исследованиям изнашивания на маломасштабных экспериментальных газодинамических установках, способных формировать подобный импульс на образцах защищаемой поверхности.

2. Проектирование газодинамичи-ской импульсной сопловой установки

В качестве одного из вариантов подобной установки рассмотрим сопловую, показанную на рис.1. Установка и представляет собой камору 3 многослойной автофретированной конструкции, обеспечивающей ее прочность

при высоких давлениях (практически достигающих предела прочности материала) закрепленной 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. В передней части каморы располагается втулка

5 с отверстием свободного истечения. Именно во втулке закреплены образцы для испытаний, врезанные из стволов диаметром до 152 мм с защитным покрытием. Для направления истечения потока газов и защиты от их воздействия проводов термодатчиков и установки в целом служит труба 6. Датчик давления 8 располагается в грибе обтюратора с выводом проводов по центральному отверстию гриба, а датчики температуры 9 устанавливаются во втулке 5 с выводом измерительных линий по продольным пазам трубы 6.

Рисунок 1. 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 - пороховой заряд; 11-запальная линия

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.

Экономически целесообразно проводить испытания с одного установа наибольшее количество образцов. Однако их количество ограничено условием сохранения рабочих характеристик баллистического стенда, которое определяется все же площадью критического сечения 8, значение которой определяет временные характеристики импульса нагружения. Кроме всего в данном сечении предполагается установка датчика температуры (рис.1).

Одним из вариантов расположения образцов может быть рассмотрен (рис.2) соответствующий двум параллельно расположенным в специальной втулке образцам, между которыми могут быть размещены один или два датчика температуры.

- наибольшее давление топливных газов (ТГ) ртях в каморе стенда - на уровне штатной

моделируемой системы;

-длительность нарастания импульса давления тк - на уровне штатной моделируемой системы;

-площадь импульса теплового воздействия - на уровне штатной моделируемой системы.

При обосновании подбора заряда экспериментальной газодинамической импульсной установки использована методика расчета истечения из баллистической бомбы [4]. В основе методики баллистического проектирования лежат основные зависимости горения топливного заряда в постоянном объеме с истечением ПГ через небольшое отверстие [2] при условии, что максимум давления ПГ совпадает с концом горения. Тогда для периода горения имеем:

р = рУ1-,

(1)

для периода после окончания горения:

Лк '-'к

Рисунок 2. Размещение образцов во втулке: а) —

двух; б) — трех

Очевидно, что здесь в контуре сопла появляются участки незащищенной поверхности, подвергающейся эрозионному воздействию топливных газов, которые также должны быть защищены отработанным уже на практике покрытием, либо втулку придется изготавливать из специального материала - стойкого к эрозионному воздействию топливных газов. Наличие незащищенных участков можно было бы избежать применяя три ( рис.2 б) и большее количество устанавливаемых образцов, однако здесь тогда невозможно установить датчик температуры.

При этом размеры /) и А или В будут являться основными параметрами, ограничивающими наименьшее значение площади критического сечения £ При этом простые расчеты показывают, что при одной и той же ширине В

-й>я3.

3. Обеспечение баллистического подобия процесса

Методика обеспечения баллистического подобия процесса может быть основана на подборе массы топливного заряда и толщины горящего свода его элементов, обеспечивающих:

где:

Р = Ргшх<-

ж

11 _

(2)

1

/•СО (1-Г|к)

т =

Ртлх Рв

/•ю

ґк =2,303-1^^-; ртж =Л=^—(1-Лк),

Ж.

/'“Л \ А'й'І.

откуда К, = — 0 - лк); Лк =

Л =

УЛІ

1

к-1

СО

£ + 1

\2gli 1

* + 1 л/7

Время окончания периода горения

(3)

іа = 7К+ 2,303-т-——

Лк Ро

где р0 =2 кг/см2 - давление в конке процесса

истечения.

В формулах 1-3 введены традиционные во внутренней баллистике [4] обозначения физических параметров: ръ - давление воспламенителя; 5 - площадь критического сечения; ? - время; г| - относительная масса истекших через сопловое отверстие газов; со - масса топлива; - относительная часть сгоревшего топлива; к - показатель адиабаты для ПГ, / сила топлива / = Я Тг, где: Д - удельная газовая постоянная ПГ; со - масса заряда топлива; Тх - температура газов (горения топлива);

Т 2е1

1к = - - конечный импульс горения топлива,

2 щ

где: ех - толщина горящего свода; их - коэффициент скорости горения. Индекс "к" относится к окончанию горения, совпадающему с наибольшим давлением рт!01.

В процессе исследования произведено проектное баллистическое решение по поиску параметров, обеспечивающих наибольшее давление ПГ для двух вариантов ГДИС, заданное соответственно значениями л „ =9000 кг/см2 и

г шах

г» =5000 кг/см2.

г шах

В качестве ограничения задано наименьшее критическое сечение сопла, определенно для варианта втулки с двумя образцами, расположенными симметрично с расстоянием между ними А = 8 мм; 5 = ^пла = - 0,011304 дм2, что соответствует круглому диаметру отверстия 0 12 мм.

Объем каморы установлен постоянным - наименьшим, гарантированно обеспечиваемым наличием конструктивных и инертных элементов топливного заряда и равным 1 дм3.

Варьируемыми параметрами являлись: диаметр соплового блока (варьируется в зависимости от формы (площади) импульса давления); плотность заряжания (выбирается по условию обеспечении наибольшего давления (варьируется в пределах А = 0,3 ... 0,7 кг/л.)); острота пороха подбирается по времени нарастания тк .импульса давления /к .

В качестве исходных данных при баллистическом проектировании газодинамической сопловой установки приняты следующие: к = 1,25 (Зависит от марки топлива); их = 0,0000068 (дм/с)/(кг/дм2); /= 1000000,0 кг дм/кг (Соответствует высокоэнергетическим топливам); ех = 0,005 - 0,01 дм; рв = 5 кг/см2

Рисунок 3. Импульсы давления, Па: 1 — кривая, заданная для подбора; 2 — для соплового блока, диаметром 15 мм; 3 — для соплового блока, диаметром 20 мм.

Рисунок 4. Импульсы давления, Па: 1 —, заданная для подбора; 2 — для соплового блока, диаметром 12 мм; 3 — для соплового блока, диаметром 15 мм.

В обоих случаях наилучшим необходимо принять вариант 3. Параметры заряжания, соответствующие наилучшим вариантам сведены в табл. 1.

Таблица 1. Условия заряжания

По результатам моделирования получены наилучшие параметры, обеспечивающие совпадение моделируемых и заданных импульсов давления (рис. 3,4).

Наилучшей остротой топлива с точки зрения обеспечения времени нарастания импульса, для обоих вариантов получена острота, соответствующая толщине горящего свода, равной 0,6 мм.

4. Имитационное моделирование тем-пературно-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 [5].

4.1. Уравнение изменения массы ПГ Ат Г<24' <2п1 , ,ч

1г=“К-5;1- <4>

где: т - масса газа; \|/ - относительная масса сгоревшего топлива.

№ п/п Наименование параметра Значение

ю =9000 і шах кг/см2 ю =5000 і шах кг/см2

1. Объем каморы, дм3 1.0 1.0

2. Площадь канала сечения, дм2 0,0314 0,0177

3. Масса заряда, кг 0,631 0,333

4. Плотность заряжания 0,631 0,333

5. Конечный импульс, КПА с 882 882

4.2. Уравнение относительно притока газа при горении заряда

^--------р-р,если\|/ < 1;

йг п Л

.0, если \|/ = 1,

(5)

где: р-баллистическое давление ПГ; у — относительная масса сгоревшего пороха до распада зерна; /? - показатель степени в законе горения пороха/

4.3. Уравнение относительно расхода газа при истечении ПГ

= ±д5____________

d t со

(Р - Ра);

(6)

4.4. уравнение изменения внутренней энергии газа

чи _ТТ \ч^ *11 а<*.

4.5. Уравнение, определяющее потери энергии газа на теплоотдачу

; (8)

(Т-Т ЛГ 4 [8 (8 MF°1Q

dQ _ U 3l/Sum[3 y3 Vtf) f

at~ a

3VJruTCLl5 V^TT 15/ F J

4.6. Уравнение изменения скорости газа у критического сечения

К0=-?;

sp at

(9)

4.7. Уравнения измерения давления газа у критического сечения

= — р(0:

1-2 Ьр

_________/';'>£НШ(2+ ________

IV I 1- Ьр

dt

7i = (*-l)

Rflm’

(12)

(13)

a:

4.9. Уравнения для коэффициента теплоотдачи

42

+ 3,l[Spx(0]°'6S).

(14)

4.10. Уравнения изменения свободного объема каморы

Ш - 0.625 • 10“3 • ш(1. -1/0 -Ь<и0|/-т0. (15)

Входящие в уравнения (4-15) параметры определялись по следующим зависимостям:

п=£=^[^+0'35(г».»-293)] - п°-тенциал топлива, Дж/кг; Тш = 273 + 2,91[<2Ш + 0,35(Гш н — 293)] - температура горения заряда, К; к = 1,3 — 0,25 10-8[<Зш + 0,35 (Тшн — 293)] - показатель адиабаты;

-6

ковалюм

Ъ = (1456 - 0,524(?ш)10 ПГ,м3/кг; = (к — 1. )П/Тш— удельная газовая постоянная ПГ, Дж.(кг град); +

0,35(ТШН - 293) - теплота горения топлива, ккал/кг; = /кн[1 — 0,0035(Тшн — 293)] - конечный импульс горения топлива, Па с;

уст = -т= - коэффициент теплоусвояемосги

■\/атг

материала каморы, Дж/(м2 с1/2 град); уст = -у=

- коэффициент теплоусвояемости материала ствола, Дж/(м2 с1/2 град);

Р =

гО-ад^-1]} <10>

4.8. Уравнения для осредненных по объему (среднемассовых) величин давления, температуры и плотности газа.

р = ^т1(й(¥-л)/%; (П)

4-2х+*2 _ ДЛЯ ТОПЛИВа ПРОСТОЙ форМЫ _

0,31 — для семиканальных топлив,

коэффициент учета изменения поверхности горения пороха.

В уравнения (4 - 15) дополнительно обозначено: Та>, н- начальная температура заряда, К; U - внутренняя энергия газа; Q - тепловая энергия ПГ; p(Z) - давление пороховых газов ПГ у критического сечения; v(l) — скорость газового потока; mq- масса пули; WQ - свободный объем каморы; где 5 - плотность топлива; Тг - температура ПГ; Гн - начальная температура; F— площадь поверхности теплообмена; итс, итг - коэффициенты теплоусвояемости материала стенок каморы и соплового блока соответственно, где: AJC, aTC, АТГ, атг - коэффициенты теплопроводности (Вт/м/град) и температуропроводности (м2/с) материалов каморы и соплового блока соответственно; х - характеристика формы зерна топлива.

Начальные условия интегрирования входящих в систему дифференциальных уравнений определяются соотношениями: при t = 0 -* тн = ?пш\|/я;

W0 1

__ mM S

V# — (к-1 )Я t ъ_ 1’

VH 8

н — -----------k^l----------’ Уи — ’

v(I) - 0; Z# — 0;У(0)Я — 0,

(16)

где рн~ начальное давление, определяемое условиями воспламенения.

В результате решения уравнений (4 -15) методом Рунге-Купы с учетом граничных условий (16) и параметров заряжания в соответствии с таблицей 1. получены кривые давления, соответствующие рис.З и 4, а также и температуры ПГ от времени (рис.5).

2 800

2 600

0 2400 °-2200 ^ 2 000

& 1 800

1 1600 н 1400

1200 1000

0.

2 000

° 1500

О

ей4

& 1000 &

1=1

2

£ 500

о

0.000 0.010 0.020 0.030

Время, с

Рисунок 5. Тепловой импульс: а) — вариант для ртах =9000 кг/см2; б) — вариант для ртах =5000 кг/см2

Анализ системы уравнений (4 - 15) показывает, что наибольшая температура теплового импульса Гтах зависит от теплоты горения топлива (1^ . С оотв етств етствие величин Гтах 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 Л.

000 0.005 0.010 0.015 0.020

Время, с

5. Анализ теплового состояния поверхности образца

Для расчета теплоотдачи ПГ стенкам учтем, ту часть его энергии, которая расходуется в результате прикосновения с внутренними поверхностями каморы, образцов и др. устройств. Будем учитывать, что относительная величина энергии газа, затраченная на теплоотдачу пропорциональна отношению поверхности к массе топливного заряда. Количество энергии, теряемое ПГ в единицу времени через поверхность теплообмена, согласно закону Ньютона-Рихмана определяется уравнением

^ = (17)

Для решения этого уравнения необходимо располагать изменяющимися во времени значениями коэффициента теплоотдачи а и температуры внутренней поверхности стенки ствола Т .

сш

Значение коэффициента теплоотдачи а зависит от целого ряда факторов: характера движения газа, его скорости, теплофизических свойств, (геометрических характеристик стенки и т.д.), учесть полное влияние которых теоретическим путем не представляется возможным. В связи с этим определение коэффициентов теплоотдачи, как правило, производится по по-луимрическим зависимостям, установленным на основе анализа и обобщения результатов опыта с помощью методов теории подобия и размерности.

Локальные значения коэффициента теплоотдачи при установившемся движении ПГ в прямых каналах с гладкими стенками определяются в соответствии с критериальной зависимостью для турбулентного режима течения по следующей формуле [6]

( 4к ] 0,40 (т] одз (ри)0'80

[9к-5) ^0,20 .

(18)

где: Яг,- коэффициент теплопроводности порохового газа при определении температуры Т„; Г|г* - коэффициент динамической вязкости газа при температуре Т„ ;с1 - эквивалентный диаметр, равный учетверенной площади поперечного сечения канала, деленный на его полный периметр; для каналов кругового сечения

эквивалентный диаметр равен геометрическому.

Недостатком формулы (18) является то обстоятельство, что она получена для одномерного установившегося потока и ее нельзя применять в тех случаях, когда скорость направленного движения мала, а турбулизация газа вызванная горением порохового заряда или интенсивным поступлением газа в сопловой блок происходит.

Осредненные по поверхности теплообмена значения коэффициента теплоотдачи при горении пороха в постоянном объеме определяются в соответствии с данными специальных опытов Мюраура и Серебрякова по следующей формуле

42 ^-,0.65 (19)

а =

IV

0.55

ГДЄ; ЦГ _ свободный объем каморы, в котором

%

происходит горение топлива; Сг = со---при-

&

ток массы газа в результате горения топлива.

Осредненные по поверхности теплообмена значения коэффициента теплоотдачи определяются в соответствии с опытными данными по нагреву стволов по следующей формуле

а =

42

Ж

0.55

СО

СІІ

(20)

где: щ — экспериментальная константа, принимаемая равной 3,1 для маломасштабных моделей; р - среднемассовая плотность газа в каморе; V (Г) — скорость газа в критическом сечении.

Формула (20) получена в предположении, что определяющее влияние на коэффициент теплоотдачи оказывает турбулентное движение газа, вызываемое горением топлива и истечением газа.

Температура внутренней поверхности стенки зависит от интенсивности теплоотдачи ПГ и тепловой активности материала стенки, характеризующей распространение тепла по ее толщине. За время процесса тепло не успевает практически проникнуть через всю толщину, и стенку условно можно рассматривать плоской и полубесконечной. При таком предположении температура внутренней поверхности выражается через величину количества тепла, посту-

пившего в стенку через единицу поверхности с помощью уравнения

Т =т +

1 сі V д{і)

т ш0 ^

сіі , приближен-

ное решение которого (погрешность упрощения не превышает 5%) определяет расчетную формулу [5]:

Г = Г +

СГ н

3-\/лл/7

г 2<?

АЛ.

(21)

Решение уравнения (17) совместно с формулами (20) и (21) полностью определяет учет потерь на теплоотдачу нагреваемой поверхности и расчет ее температуры по формуле (24) в различные моменты времени t.

Массивы результатов расчетов температуры пороховых газов во времени, а также коэффициентов теплоотдачи являются исходными данными для расчета количества тепла, отдаваемого пороховыми газами путем интегрирования уравнения (17) и расчета температуры по формуле (21).

Результаты решения задачи теплообмена путем интегрирования уравнения (17) методом Рунге-Купы приведены в виде графиков на рис.6. 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.

Выводы:

1. Разработан метод и проведено баллистическое проектирование экспериментальной газодинамической импульсной сопловой установки, обеспечивающей температурно-силовое воздействия ПГ на образцы каморы ГДИС с целью испытания эрозионной стойкости ее защитных покрытий. Обоснованы проектные параметры соплового блока и параметров заряжания стенда, обеспечивающие имитацию ГДИС двух заданных вариантов. Показано, что в зави-

симости от состава применяемых топлив возможно обеспечение подобных импульсов давлений при различных для каждой системы диаметрах критического сечения сопла.

Время,с

Время, с

Рисунок 6. Температура поверхности каморной части при моделировании: а) — вариант для ртйх

=9000 кг/см2; б) — вариант для ртЮ1 =5000 кг/см2

2. Разработано программное обеспечение сопровождения экспериментальных исследований изнашивания каморы ГДИС на экспериментальных сопловых установках, реализующее математическую модель процесса с учетом истечения газов в процессе горения топливного заряда и после его окончания. В результате моделирования баллистического процесса показано, что сопловая установка обеспечивает тем-пературно-силовое нагружение по

ям Ттах и ртах в соответствии с характеристиками моделируемых систем. Проведено уточнение баллистических параметров и условий заряжания.

3. В результате решения задачи теплообмена путем интегрирования уравнения теплоотдачи методом Рунге-Купы при рассчитанных параметрах (массивах) температур и коэффициентов теплоотдачи проведен расчет теплового воздействия сопловой установки на поверхность образцов в условиях имитации процесса. Полученные результаты расчета температуры поверхности показывают возможность получения результата экспериментального теплового воздействия на испытуемые образцы подобного штатным системам на проектируемом сопловом стенде.

4. 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. Егоров В.В., Зайцев А.С., Лепеш Г.В. О реализации системного подхода при проектировании командных деталей и узлов сложных технических систем.// Технико-технологические проблемы сервиса. -2014. №1(27)-с. 36-42

2. Чуев Ю.В. Проектирование ствольных комплексов (теоретические основы).-М.: Машиностроение, 1976.-216 с.

3. Логвинов B.C., Котельников В.Г. Метод расчетного прогнозирования живучести стволов артиллерийского вооружения.// Оборонная техника -1991. -№8.

4. Серебряков М.Е. Внутренняя баллистика ствольных систем и пороховых ракет.- М.: Государственное научнотехническое издательство ОБОРОНГИЗ, 1962.-703 с.

5. 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.

6. Дроздов Ю.Н.,Юдин Е.Г., Белов А.И. Прикладная трибология (трение, износ, смазка) ,под ред. Ю.Н. Дроздова. -М.: «Эко-Пресс», 2010. -604 с.