CC BY
110
УДК 662.3
B. Н. Александров, Б. Д. Диновецкий, П. О. Сафронов,
C. А. Скупко
ТЕПЛОВЫЕ ПОТЕРИ ПРИ МАНОМЕТРИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЯХ
Ключевые слова: манометрическая бомба, тепловые потери, стержневая термопара.
Приведена методика и результаты экспериментального определения тепловых потерь с помощью стержневых термопар. Приведены результаты определения тепловых потерь в манометрических бомбах, свободный объем которых 27 и 1500 см . При плотностях заряжания 0,10 и 0,25 г/см сжигались пороха НДТ-3 18/1 Тр и ПП14/7.
Keywards: manometric bomb, heat losses, rod thermocouple.
The method and the results of the experimental determination of heat loss through core thermocouples. The results of the determination of heat loss in a manometric bomb, free volume is 27 and 1500 cm3. Loading densities 0.10 and 0.25
g/cm3 were burnt gunpowder NDT-3 18/1 troy and PP 14/7.
Решение ряда задач внутренней баллистики ствольных систем, в частности экспериментальное определение баллистических характеристик разрабатываемых порохов, связано с необходимостью учёта тепловых потерь в стенки конструкций. Определение тепловых потерь в нестационарных условиях теплообмена необходимо при изучении [ 1,2,3,4].
В статье приведены методика и результаты экспериментального определения тепловых потерь при сжигании порохов в сосудах постоянного объёма, манометрических бомбах. (МБ)
Известна методика экспериментального определения силы пороха и коволюма пороховых газов по результатам сжигания пороха в условиях МБ. Тепловые потери при этом определяются по методу Мюраура [5]. Последнее время предлагаются методики определения зависимости скорости горения пороха от давления по кривым давление-время, получаемых при манометрических испытаниях, учитывающие тепловые потери расчётными методами [3, 4].
В проведённых нами исследованиях тепловые потери определялись экспериментально с помощью стержневых термопар, которые устанавливались заподлицо с внутренней поверхностью МБ. Схематический чертеж стержневой термопары приведён на рис.1.
Никелевая проволока, расположенная в центре стержня термопары, в процессе теплообмена вносит искажение в профиль распределения температуры, что приводит к погрешности при определении величины плотности теплового потока. Эта погрешность обусловлена различием теплофизических характеристик термоэлектродов. В связи с этим были проведены сравнительные определения плотности теплового потока в одинаковых условиях стержневой термопарой и микрокалориметром [6].
Эксперименты проводились на лучевой установке [6,7], площадь равномерного облучения которой 45х62 мм, максимальная плотность теплового потока q=1260 кДж/м2^с. Торцевые поверхности стержневой термопары и микрокалориметра, воспринимающие тепловой поток, покрывались тонким слоем ламповой сажи, что позволило изба-
виться от эффекта прозрачности, увеличить коэффициент поглощения облучаемой поверхности до
0,98 и принять его одинаковыми значениями для указанных поверхностей. Микрокалориметр и стержневая термопара закреплялись в специальном держателе так, чтобы их торцевые поверхности, воспринимающие излучение, находились на одинаковом расстоянии от излучателя.
1
Рис. 1 - Стержневая термопара: 1-стержень; 2-корпус; 3-упор; 4, 5-прокладки; 6-проводник тока; 7-штепсельный разъем
При подводе тепла к торцу стержневой термопары исходной информацией является зависимость изменения температуры поверхности её торца во времени. В проводимых экспериментах эта зависимость с достаточной точностью описывается полиномом вида
T(0, t) -T0 = b1t + b 2t 2+ b313+ b414
Ниже приведено решение уравнения теплопроводности относительно плотности теплового потока для неограниченного тела при граничных условиях первого рода.
™ h/ „ 4b2t 8b312 64b4t3
q = 24 /an (bi+ —+ “1Т + -^Г), где а- коэффициент температуропроводности материала стержня термопары.
Результаты определения среднеинтегральных, за время облучения, значений плотностей тепловых потоков микрокалориметром % и стержневой термопарой Чт для восьми экспериментов приведены в таблице 1.
Таблица 1 - Величины среднеинтегральных тепловых потоков, определённые методами микрокалориметра- % и стержневой термопары- Чт
№ п/п qм, кДж/м2с qт, кДж/м2с к= qм/ qт
1 983,1 867,1 1,13
2 983,1 877,8 1,12
3 972,6 884,9 1,10
4 988,6 882,0 1,12
5 977,9 859,0 1,14
6 972,6 855,7 1,14
7 967,3 898,2 1,08
8 958,0 912,4 1,05
Таким образом среднее значение поправочного коэффициента для стержневой термопары к=1,11±0,03. Это значение поправочного коэффициента было использовано в дальнейших исследованиях при определении тепловых потерь в МБ с помощью стержневой термопары. Отметим, что согласно [8] расчётное значение инерционности стержневой термопары, при толщине никелевого покрытия стержня 3-5 мкм, равно —0,01 мс.
Эксперименты по определению тепловых потерь проводились в МБ, свободный объём которых Уо=27 и 1500 см , внутренний диаметр 2,4 и 9 см, длина 6 и 23,6 см соответственно. Конструкция меньшей МБ позволяла размещать стержневые термопары по одной в торцевой и боковой поверхностях, конструкция большей - одну в торцевой и три равномерно по длине боковой поверхности.
При различных плотностях заряжания испытывались баллиститный 18/1 Тр и пироксилиновый 14/7 пороха. Расчётное максимальное давление воспламенителя (ДРП-2) - 5 МПа. При каждой плотности заряжания проводилось по пять параллельных испытаний, в каждом измерялись изменения во времени температуры поверхности стержневой термопары - Т(1) и давления в МБ - р(1). Момент окончания горения пороха определялся по максимуму давления на кривой р(1).
Результаты в виде кривых изменения плотности теплового потока во времени к торцевой поверхности q т (1) для баллиститного пороха 18/1 Тр, испытанного в МБ У0=27 см , приведены на рис. 2.
Среднеинтегральные значения плотностей тепловых потоков за время горения порохов к торцевой и боковой поверхностям qт и qб в МБ У0=27 3
и 1500 см приведены в таблице 2.
Полученные значения qт и qб различны. Отношения qт / qб для 1111 14/7 находятся в пределах 1,4^1,5, для БП 18/1 Тр - в пределах 1,8^2,1 для МБ У0=27 см3 и 1,1+1,2 для МБ У0=1500 см3. Ука-
занные различия возможно связаны с ориентацией пороховых элементов в МБ и особенностями горения порохов с узкими каналами. Это предположение подтверждает то, что с увеличением плотности заряжания и увеличением свободного объёма МБ величина отношений qт / qб уменьшается.
>^Л=0.25
у/^й=0,20 -
^^^0,10
I
0 10 20 30
МО3, с
Рис. 2 - Зависимости qт -1 для баллиститного пороха 18/1 Тр в манометрической бомбе Уо=27см
Таблица 2 - Результаты испытаний по определению тепловых потерь при горении порохов в манометрических бомбах
Мар- V , с 3 <"Й § Чт •! Чб к о Р , •1 Рпот ДРт
ка поро- ха о, с м 3 _ , "]§ У •10-1, кДж/ 2 мс Ш1руж % Рт %
0, 10 1692 825 147,0 16,25 15,3
2 0, 15 2052 1043 139,4 10,27 9,6
НДТ-3 18/1 Тр 7 0, 20 2378 1210 130,2 7,18 6,5
,5 02 2562 1403 122,7 5,42 4,9
1 0, 10 1403 1202 2734 5,44 4,8
«о о 0, 15 1574 1315 2283 3,03 2,6
0 0, 20 1620 1495 2057 2,05 1,7
ПП 2 0, 15 1926 1281 210,2 14,58 7,6
14/7 7 0, 25 2345 1645 152,0 6,33 4,5
Определение плотности тепловых потоков в трёх сечениях, равномерно расположенных по длине МБ У0=1500 см , показало, что различия полученных величин незначительно.
В таблице 2 приведены значения: тепловых потерь Рпот = qб • 8б + 2qт • 8Т, где 8б и 8т площади боковых и торцевых поверхностей МБ; отношений тепловых потерь к энергии, выделившейся при горении навески пороха рп /Ш1 • р„ж ; отношение ДР т / Рт , которые рассчитаны по методике, приведённой в [5] и определяют тепловые потери в МБ.
На рис. 3 приведены зависимости
Оп / ш1 • р„ж и ДРт / Рт от плотности заряжания.
Д кг/м3
Рис. 3. - Зависимости Оп / ш1 • О„ж и ДРт/Рт от плотности заряжания:
• ДРт/Рт;
Х Оп/ Ш1^ о „ж;
БП 18/1 Тр.,У0=27 см3; ----------
БП 18/1 Тр.,У0=1500 см3; ----------
ПП 14/7, У0=27 см3. ----------
Для БП 18/1 Тр характер зависимостей тепловых потерь от плотности заряжания в МБ У0=27 и 1500 см3, определённых экспериментально и по методу Мюраура, одинаков, по величине значения первых тепловых потерь больше вторых на 6-17 %.
Для ПП 14/7 значения первых больше вторых на 2948%, что указывает на неприменимость метода Мю-раура для определения тепловых потерь в МБ при испытаниях многоканальных порохов.
Отметим что, согласно полученным в настоящем исследовании экспериментальным результатам, значения величины тепловых потерь, определённых расчётным методом [4], завышены примерно в два раза.
Литература
1. П.О. Сафронов, Б. Д. Диновецкий, Ю.М. Филиппов, В.Н.
Александров, А.В. Косточко. Вестник Казанского технологического университета, Спец. выпуск, 85-90
(2009).
2. В.Н. Александров, Б.Д. Диновецкий, А.В. Косточко. Вестник Казанского технологического университета, 13,10, 104-113 (2010).
3. Ю.П. Хоменко, А.Н. Ищенко, В.З. Касимов. Математическое моделирование внутребаллистических процессов в ствольных системах. изд. СОРАН, Новосибирск, 1999. 255 с.
4. Ю.П. Хоменко, В.М. Широков, Физика горения и взрыва, 42, 2, 29-38 (2006).
5. М.Е. Серебряков. Внутренняя баллистика ствольных систем и пороховых ракет. Оборонгиз, Москва, 1962. 703 с.
6. Р.Ш. Еналеев, В.А. Матеосов, К.И. Синаев, Б.Д. Диновецкий, Р.Ш. Гайнутдинов. Физика горения и методы её исследования. ЧГУ, 3, (1973)
7. Р. Ш. Гайнутдинов, Р.Ш. Еналеев, В.И. Аверко-Антонович. В кн. Горение и взрыв. Наука, Москва, 1972.
8. А. А. Зенин. ЖПМТФ, 15, 15-25 (1963).
0.1 0 15 0 2 0
© В. Н. Александров - к.т.н, доцент кафедры химии и технологии высокомолекулярных соединений КНИТУ, labgor@kstu.ru; Б. Д. Диновецкий - д.т.н., профессор той же кафедры, labgor@kstu.ru; П. О. Сафронов - к.т.н, доцент той же кафедры, labgor@kstu.ru, С. А. Скупко - м.н.с. той же кафедры, labgor@kstu.ru.
