Тепловые воздействия на поверхность металлических обтекателей пиротехнических изделий в условиях выстрела и полета Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

О. В. КИРИЧЕНКО, канд. техн. наук, доцент кафедры пожарной профилактики Академии пожарной безопасности им. Героев Чернобыля (Украина, 18034, г. Черкассы, ул. Оноприенко, 8; e-mail: [email protected])

УДК 614.841:536.46

ТЕПЛОВЫЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ПОВЕРХНОСТЬ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ ОБТЕКАТЕЛЕЙ ПИРОТЕХНИЧЕСКИХ ИЗДЕЛИЙ В УСЛОВИЯХ ВЫСТРЕЛА И ПОЛЕТА

Рассматриваются пиротехнические изделия специального назначения (осветительные и трассирующие средства, пиротехнические ИК-излучатели, трассирующие составы, элементы ракетно-космической техники и др.) на основе уплотненных смесей из металлических горючих порошков (магния, алюминия, титана, циркония и др.), нитратсодержащих окислителей (нитратов натрия, калия, стронция, бария, свинца и др.) и добавок органических веществ (парафина, стеарина, нафталина, антрацена, уротропина, идитола, каучука СКН-10-1, смолы 214 и др.), которые в условиях выстрела и полета подвергаются интенсивным внешним тепловым воздействиям при сверхзвуковом обдуве их потоком воздуха. Представлены результаты экспериментально-теоретических исследований процесса нагрева поверхностей металлических обтекателей пиротехнических изделий под воздействием внешнего сверхзвукового потока воздуха. Получены аналитические выражения для распределений теплового потока из пограничного слоя вдоль поверхности обтекателя и установлено, что он имеет максимум, местоположение которого относительно поверхности обтекателя при ламинарном режиме находится в окрестности передней критической точки, а при турбулентном режиме смещается вдоль поверхности обтекателя. Ключевые слова: пиротехнические изделия; полусферическое тело; сверхзвуковой поток воздуха.

Введение

Все пиротехнические изделия (осветительные и трассирующие средства, пиротехнические ИК-излуча-тели, зажигательные смеси, элементы ракетно-космической техники и др.) на основе уплотненных смесей из металлических горючих порошков (магния, алюминия, циркония, титана и др.), нитратсодержащих окислителей (нитратов натрия, калия, стронция, бария, свинца и др.) и добавок органических веществ (парафина, стеарина, нафталина, антрацена, уротропина, идитола, каучука СКН-10-1, смолы 214 и др.) при их запусках с неподвижных или летящих

объектов, т. е. в условиях выстрела и полета, подвергаются интенсивным внешним тепловым воздействиям при сверхзвуковом обдуве их потоком воздуха (рис. 1) [1-6]. При этом температура Тк на поверхности металлических обтекателей изделий может достигать больших значений (табл. 1). В результате происходит существенный нагрев зарядов, реакци-онноспособных к повышенным температурам смесей, что обуславливает их преждевременные локальные возгорания и дальнейшее ускорение процесса горения смесей под металлическими обтекателями в условиях возрастающих температур и внешних

А 1

О) -)

Рис. 1. Схематическое изображение сверхзвукового обдува потоком воздуха пиротехнических изделий в условиях выстрела и полета при скорости встречного потока V = = 7-102.. .2-103 м/с, угловой скорости осесимметричного вращения изделия ю = 5 102.103 рад/с: 1 — металлический обтекатель; 2 — заряд пиротехнической смеси; АВ — фронт ударной волны

Таблица 1. Значения температуры плоских поверхностей изделий в зависимости от скорости обдува их потоком воздуха V и режима обтекания (по данным продувок тел различной геометрической формы в аэродинамических трубах [7, 8])

V, 10 2 м/с Tw, К, при режиме обтекания

ламинарном турбулентном

5 540 620

6,5 730 840

10 820 950

14 1040 1170

17 1320 1480

20 1650 1850

© Кириченко О. В., 2013

Рис. 2. Кинокадры съемки кинокамерой "Конвае-автомат" (скорость 30 кадров в секунду [4, 10]) общей картины преждевременного срабатывания зарядов смесей 2г + NN03 (а, д), А1 + NN03 (в, г, з), М^ + NN03 (б, е, ж) и разрушения пиротехнических изделий, полученных на установке [5, 8], моделирующей их поведение в условиях выстрела и полета (ш = 5-102...103 рад/с): а — V = 8-102 м/с; б — V = 1,2-103 м/с; в — V = 1,5-103 м/с; г — V = 2-103 м/с; д — V = 9-102 м/с; е — V = 1,1103 м/с; ж — ^ 1,4-103 м/с; з — V = 1,8-103 м/с

давлений. Это приводит к взрывоопасным разрушениям смесей с образованием различных факторов пожара (пламя или высокотемпературный поток продуктов сгорания, разогретые части зарядов смесей, искры и др.) (рис. 2). Поэтому на стадии проектирования и разработки указанных изделий необходимо уметь рассчитывать распределения тепловых воздействий сверхзвукового потока вдоль поверхностей металлических обтекателей и определять местоположение точек их наиболее интенсивного нагрева, в которых могут происходить пожаровзрывоопасные разрушения изделий.

В настоящее время указанная задача не решена. Поэтому целью данной работы является моделирование теплового воздействия сверхзвукового потока воздуха на поверхность металлических обтекателей пиротехнических изделий и прогнозирование местоположения участков на них, в которых изделия могут подвергаться разрушениям, являющимся пожароопасными для окружающих объектов.

намический нагрев и прогнозирующего зоны наиболее сильного теплового воздействия на поверхность обтекателя, можно рассматривать распределение теплового потока на его поверхности при нулевых углах атаки и скольжения, т. е. при продольном лобовом обтекании потоком воздуха с заданными скоростями и режимами обтекания. При этом режим обтекания зависит от критерия Рейнольдса Яе (Яе = Vd/v, где d — диаметр изделия, м; V — коэффициент кинематической вязкости воздуха, м2/с): Яе < 105 — ламинарный режим обтекания, Яе > 105 — турбулентный [7, 8].

Далее решается внешняя газодинамическая задача обтекания на основе экспериментальных данных по продувкам осесимметричных тел в аэродинамических трубах и находится тепловой поток из пограничного слоя, который зависит от скорости воздушного потока и режима обтекания (ламинарный, турбулентный) и меняется, проходя вдоль обтекаемой поверхности (рис. 3).

Постановка задачи

Рассмотрим методы, принятые в аэрогазодинамике [7, 8], для моделирования сверхзвукового обдува потоком воздуха полусферических металлических обтекателей пиротехнических изделий и расчета распределений теплового потока из пограничного слоя вдоль их поверхностей для различных режимов обтекания (ламинарный, турбулентный).

Моделирование теплового воздействия сверхзвукового потока воздуха на поверхность металлического обтекателя

Испытания, проведенные на оборудовании, моделирующем аэродинамический нагрев различных малогабаритных изделий [4, 5], показывают, что в качестве одного из критериев, оценивающего аэроди-

Рис. 3. Схема нагрева полусферического обтекателя: 1 — металлический обтекатель; 2 — внешняя граница пограничного слоя толщиной 5; С—передняя критическая точка (V = 0); АВ — фронт ударной волны; г, 0 — сферические координаты; К-^ — радиус обтекателя

Тепловой поток из пограничного слоя на поверхность обтекателя

Газодинамическую задачу будем рассматривать как квазистационарную, что справедливо для большинства практических случаев, за исключением импульсных режимов [7, 8]. Это обусловлено тем, что объемная теплоемкость газового потока С^г мала по сравнению с объемной теплоемкостью материала обтекателя Суп, т. е. СГт/Суп < 1. Предполагая также, что газовый поток несжимаем (справедливо для V < (2...3)-103м/с [7]), для теплового потока ч№ из пограничного слоя (при нулевых углах атаки и скольжения) имеем следующее выражение [8]:

Ч™ =

/ (Рг)

Р5 м5 *

М- 5

1/5

Р 5 м5 Ср (Тг - Ь

(1)

где /(Рг) — заданная функция числа Прандтля Рг, зависящая от геометрической формы тела и режима обтекания; Рг = Ср цДг; р, м, м, Ср, — соответственно плотность, скорость вдоль координаты х, коэффициент динамической вязкости, теплоемкость и коэффициент теплопроводности газового потока; Тг — температура восстановления в пограничном слое, представляющая собой температуру воздуха в непосредственной близости от поверхности тела;

5 — индекс, характеризующий условия на внешней границе пограничного слоя. Температура восстановления в пограничном слое определяется по следующей эмпирической формуле [7, 8]:

Тг = Т5 (1 + 0,2 гМ2),

(2)

где г — коэффициент восстановления, характеризующий долю кинетической энергии внешнего потока воздуха при полном торможении потока; для ламинарного режима обтекания г = 0,85, для турбулентного — г = 0,88.0,90; М — число Маха.

Далее предполагается, что для зон, близких к критической точке, остается справедливым равенство м5 = Р* (где Р — функция скорости V невозмущенного потока перед ударной волной). Для ламинарного режима указанное соотношение получено путем измерения давления и расчета скоростей. Подстановка равенства м5 = Р* в (2) дает выражение

д„ = /(Рг) р^5М5*3/5 Ср (Т - Т„ ).

(3)

Подставляя в (3) известные газодинамические соотношения [7, 8], получаем следующее выражение для теплового потока при турбулентном режиме обтекания:

Ч™ =

0,00042(РЯК |4/5( V У/5ГР5У/5(М5?/5

Рг2/3 I V ; ^VRW J ^ р хр VCP (Тг - Т„ )(в1п 9)3/5

(4)

Аналогично для ламинарного режима обтекания полусферы выражение для теплового потока можно представить в виде

Ч™ =

0,0083 (РRw |1/2 ( V

Рг

2/3

1/2' Р У/2 (М У/2

р5 | ( М5 |

М

V J ^ VRW J ^Р хр VCp (Тг - Т„ ).

В формулах (4) и (5) Р имеет вид [7, 8]:

(5)

Р =

V

2Rw

8 (у - 1) М2 + 2

х

(у + 1) М2

1 +

у- 1 (у- 1) М2 + 2 2 2уМ2 - (у - 1)_

Л1/2

V1

(6)

где М = V/V*;

V* — скорость звука, м/с; у = Ср /Су; для воздуха у =1,4. Соотношения р5/р и ц5/М определяются расчетом давления по методу Ньютона и адиабатического расширения от критической точки вдоль поверхности обтекателя (в направлении *) [8]:

^ = 6,35 11--

1

7М/

-2,5

1+

М2

- 5/2 .

— = 0,447М | 1 М

V1/2 1 + £/То р -з/14

М2

1 + ^/Тт

(7)

(8)

где Я — постоянная Сатерленда; Я = 110,4 К;

Р — отношение давления на внешней границе пограничного слоя Р5 к давлению торможения Рт; Тт — температура торможения. В работе [7] на основе сравнения экспериментальных данных получена достаточно точная (относительная погрешность 3.5 %) формула для определения распределения давления в направлении 9:

Р = 1 - (1,525 - 1,85*0 )(БШ 9)2 + + (0,487 - 1,323*0)(8ш 9)4,

(9)

где *0

уплотнение воздуха за прямым скачком: у -1 2

* 0 =

у + 1 (у + 1) М2

(10)

Давление в точке торможения Рт определяется по формуле [7, 8]:

1

Р = РМ/

у- 1 2

(у - 1) М2

_4уМ2 - 2(у - 1)_

у-1

(11)

Выражение для температуры торможения имеет вид [7, 8]:

( V -1 „Л

(12)

0тах> ^аД

Т = ТI 1 +1—1 м2

При расчетах число Рг5 для воздуха можно считать постоянным, равным 0,71, поскольку оно мало зависит от температуры. Удельную теплоемкость воздуха Ср для случая течения идеального газа также можно считать постоянной величиной, равной 103 ДжДкг-К).

Результаты расчетов распределений теплового потока из пограничного слоя вдоль поверхности обтекателя и их анализ

По формулам (4) и (5) с использованием специализированного программного обеспечения Ма1ЬСАБ V. 11 [9,10] были проведены расчеты распределений теплового потока из пограничного слоя вдоль поверхности обтекателя для различных скоростей воздушного потока V и режимов обтекания (ламинарный, турбулентный) (рис. 4-7). Из результатов расчетов следует, что местоположение точек с макси-

9к)Юб Вт/м2

0, град

Рис. 4. Распределение теплового потока вдоль поверхности обтекателя при его сверхзвуковом обдуве потоком воздуха (Т0 = 300 К; Ек = 10-2 м; V = 2103 м/с): 1 —турбулентный режим обтекания; 2 — ламинарный режим обтекания

бДпах. Ю6 Вт/м2

2,0 1,5 1,0 0,5 0

1у

2/

10 13 16 19 V, 10 м/с

Рис. 5. Зависимость максимальных значений теплового потока (ц„)тах от скорости сверхзвукового обдува обтекателя потоком воздуха (Т0 = 300 К; Е^ = 10-2 м): 1 — турбулентный режим обтекания; 2 — ламинарный режим обтекания

19 V, 102 м/с

Рис. 6. Зависимость 0тах^) для разных сверхзвуковых режимов обтекания (Т0 = 300 К; Еш = 10-2 м; турбулентный режим обтекания): ▲, ■ —результаты соответственно лабораторных и натурных испытаний [5, 9]

мальной интенсивностью теплового потока (ц„,)тах на поверхности обтекателя существенно зависит от режима обтекания: при ламинарном режиме обтекания значения (ц„,)тах находятся вблизи передней критической точки обтекателя (0 = 0°); при турбулентном режиме они смещаются от 0 = 0° до 0тах. При этом с увеличением скорости обдува потоком воздуха Vот 7102 до 2-103 м/с значения (цш)тах возрастают с 0,3106 до 2,3106 Вт/м2 (турбулентный режим) и с 0,2 106 до 1,3 106 Вт/м2 (ламинарный режим). Что касается значений 0тах, то при ламинарном режиме обтекания 0тах = 0° независимо от величины параметра V. При турбулентном режиме обтекания для исследованного диапазона изменения скорости (V = 7-102.. .2-103 м/с) значения 0тах лежат в пределах 18.22°, т. е. практически не изменяются, что полностью соответствует полученным экспериментальным данным.

06 Вт/м2 А

Рис. 7. Трехмерное распределение теплового потока д„(0, V) на поверхности полусферы, обтекаемой сверхзвуковым потоком воздуха (Т0 = 300 К; Еш = 10-2 м): 1 — турбулентный режим обтекания; 2 — ламинарный режим обтекания

Заключение

На базе проведенных теоретико-экспериментальных исследований внешних тепловых воздействий сверхзвукового потока воздуха на металлические обтекатели пиротехнических изделий в условиях выстрела и полета получены аналитические выражения для расчета распределений теплового потока из пограничного слоя вдоль их поверхностей. Анализ результатов расчетов и сопоставления их с данными лабораторных и натурных испытаний показал, что тепловой поток имеет максимум, местоположение которого относительно поверхности обтекателя полностью определяется режимом обтекания: при ламинарном режиме он находится в окрестности передней критической точки (0 = 0°), а при турбулентном режиме — смещается от передней критической точки до 0тах =18.22° для исследованного

диапазона изменения скоростей воздушного потока V = 7-102...2-103 м/с.

В дальнейших исследованиях планируется рассмотреть вопросы теоретического анализа и моделирования температурных полей в металлических обтекателях пиротехнических изделий в условиях сверхзвукового обдува потоком воздуха с целью прогнозирования допустимых диапазонов изменения параметров внешних тепловых воздействий (скоростей обдува потоком воздуха, режима обтекания, времени теплового воздействия и др.) и характеристик исходных пиротехнических смесей (соотношения компонентов, их дисперсности), не приводящих к их воспламенению и ускорению горения под обтекателем, что вызывает, в конечном счете, пожароопасные разрушения изделий.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Лазарев Л. П. Инфракрасные приборы самонаведения летательных аппаратов. — М. : Машиностроение, 1970. — 231 с.

2. Шидловский А. А. Основы пиротехники. — М. : Машиностроение, 1973. — 320 с.

3. Шидловский А. А., Сидоров А. И., СилинН.А. Пиротехникав народном хозяйстве.—М. Машиностроение, 1978. — 231 с.

4. Силин Н. А., Ващенко В. А., Кашпоров Л. Я. Горение металлизированных гетерогенных конденсированных систем. — М. : Машиностроение, 1982. — 232 с.

5. Ващенко В. А., Кириченко О. В., ЛегаЮ.Г., ЗаикаП.И.,ЯценкоИ.В., ЦыбулинВ. В. Процессы горения металлизированных конденсированных систем. — К. : Наукова думка, 2008. — 745 с.

6. Кириченко О. В. Повышение эффективности пиротехнических нитратосодержащих изделий в условиях их применения // Вкник Черкаського державного технолопчного ушверситету. — 2009. — № 2. — С. 89-94.

7. Абрамович Г. Н. Прикладная газовая динамика. — М. : Наука, 1969. — 824 с.

8. Лойцянский Л. С. Механика жидкости и газа. — М. : Наука, 1987. — 840 с.

9. Очков В. Е. Ма&САБ для студентов, инженеров и конструкторов. — СПб. : БХВ-Петербург, 2007.— 375 с.

10. Кудрявцев Е. М.МаЛСАБ 11. Полное руководство по русской версии. —М.: ДМК Пресс, 2007. — 592 с.

Материал поступил в редакцию 5 июня 2013 г.

THERMAL INFLUENCES ON THE SURFACE OF THE METALLIC FAIRINGS ABOUT THE PYROTECHNIC ARTICLES UNDER THE CONDITIONS FOR SHOT AND FLIGHT

KIRICHENKO O. V., Candidate of Technical Sciences, Associate Professor of Fire Preventive Maintenance Department, Fire Safety Academy named after Chernobyl Heroes of Ministry of Emergencies of Ukraine (Onoprienko St., 8, Cherkassy, 18034, Ukraine; e-mail address: [email protected])

ABSTRACT

The pyrotechnic articles of the special designation (illuminating and tracer means, pyrotechnic IR-emitters, tracer compositions, the elements of rocket-space technology and others) on the basis of

: English

the condensed mixtures from the powders of the metallic fuels (magnesium, aluminum, titanium, zirconium and other), nitrate-containing oxidizers (sodium nitrate, potassium, strontium, barium, lead and other) and additions of organic matter (paraffin, stearin, naphthalene, antracene, urotropin, iditol, kauchuk SKN-10-1, resin 214 and other), which under the conditions for shot and flight undergo intensive external thermal influences with the supersonic blowout by airflow are examined. Under the action of external heat fluxes the essential heating of the metal housings of articles occurs, early ignition and the development of the combustion of the charges of pyrotechnic mixtures under the conditions of increasing temperatures of heating and external pressures, which leads to the inflammable-explosive destruction of articles.

The results of experimental and theoretical studies of the process of heating the surfaces of the metallic fairings of the pyrotechnic articles by external supersonic airflow are represented. Analytical expressions for the heat-flow distributions from the boundary layer along the surface of fairing are obtained and established that it has a maximum, whose location along the surface of fairing for the stream-line conditions of flow is located in the environment of front critical point, and for the turbulent regime of flow this maximum already displaces along the surface of fairing.

Keywords: pyrotechnic articles; hemispherical solid; supersonic airflow.

REFERENCES

1. Lazarev L. P. Infrakrasnyyepribory samonavedeniya letatelnykh apparatov [Infrared instruments of homing the flight vehicles]. Moscow, Mashinostroyeniye Publ., 1970. 231 p.

2. Shidlovskiy A. A. Osnovy pirotekhniki [Bases of pyrotechnics]. Moscow, Mashinostroyeniye Publ., 1973. 320 p.

3. Shidlovskiy A. A., Sidorov A. I., SilinN. A. Pirotekhnikav narodnomkhozyaystve [Pyrotechnics in the national economy]. Moscow, Mashinostroyeniye Publ., 1978. 231 p.

4. SilinN. A., Vaschenko V. A., KashporovL. Ya. Goreniyemetallizirovannykhgeterogennykh kondensi-rovannykh sistem [Combustion of the metalized heterogeneous condensed systems]. Moscow, Mashinostroyeniye Publ., 1982. 232 p.

5. Vaschenko V. A., Kiritchenko O. V., Lega Yu. G., ZaikaP. I., Yatsenko I. V., Tsybulin V. V. Protsessy goreniya metallizirovannykh kondensirovannykh system [Processes of the combustion of the metalized condensed systems]. Kiev, Naukova dumka Publ., 2008. 745 p.

6. Kiritchenko O. V. Povysheniye effektivnosti pirotekhnicheskikh nitratosoderzhashchikh izdeliy v us-loviyakh ikh primeneniya [Increase in the effectiveness of pyrotechnic nitrate-containing articles under the conditions for their application]. Visnyk Cherkaskogo Derzhavnogo Tekhnologichnogo Universytetu — Bulletin of Cherkasy State Technological University, 2009, no. 2, pp. 89-94.

7. Abramovich G. N. Prikladnaya gazovaya dinamika [Applied gas dynamics]. Moscow, Nauka Publ., 1969. 824 p.

8. Loytsyanskiy L. S. Mekhanika zhidkosti i gaza [Mechanics of fluid and gas]. Moscow, Nauka Publ., 1987. 840 p.

9. Ochkov V. E. MathCAD dlya studentov, inzhenerov i konstruktorov [MathCAD for the students, the engineers and the designers]. St. Petersburg, BHV-Peterburg Publ., 2007. 375 p.

10. Kudryavtsev E. M. MathCAD 11. Polnoye rukovodstvopo russkoy versii [MathCAD 11. Full guide to Russian version]. Moscow, DMK Press Publ., 2007. 592 p.