CC BY
18
ЗАКОНОМЕРНОСТИ ГОРЕНИЯ СМЕСЕЙ №+А1 НАСЫПНОЙ ПЛОТНОСТИ В ПОТОКЕ ИНЕРТНОГО ГАЗА УДК 536.461-4
ЗАКОНОМЕРНОСТИ ГОРЕНИЯ СМЕСЕЙ Ni+Al НАСЫПНОЙ ПЛОТНОСТИ В ПОТОКЕ ИНЕРТНОГО ГАЗА
СЕПЛЯРСКИЙ Б.С., ВАДЧЕНКО С.Г., БРАУЭР Г.Б., КОСТИН. С В.
Институт структурной макрокинетики и проблем материаловедения РАН, Россия, Черноголовка, sepl@ism.ac.ru
АННОТАЦИЯ. Приведены результаты экспериментальных исследований закономерностей горения смесей порошков № и А1 насыпной плотности. Разработана оригинальная методика проведения экспериментов и создана установка для ее реализации. Оригинальность методики заключается в том, что на процесс горения воздействуют специально созданным перепадом давления инертного газа путем вакуумирования одного из торцов реакционной ячейки. Показано, что за счет уменьшения давления примесных газов перед фронтом горения возможно значительное увеличение скорости фронта горения, что подтверждает выводы конвективно-кондуктивной теории горения гетерогенных систем.
КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: гетерогенное горение, расплав, конвективный тепло массоперенос, скорость горения, расход газа, вакуумирование.
ВВЕДЕНИЕ
Интенсивные исследования процессов горения металлов переходной группы (титан, цирконий, гафний, молибден) с неметаллами (углерод, бор, кремний), а также смесей металлических порошков начались после того, как А.Г. Мержанов, И.П. Боровинская и В.М. Шкиро открыли новый способ получения боридов, силицидов и карбидов переходных металлов в режиме горения, так называемый СВС (самораспространяющийся высокотемпературный синтез). Эксперименты, проведенные этими авторами, на образцах малых размеров в сосуде (бомбе) постоянного давления показали, что скорость горения, структура и состав конечных продуктов не зависят от внешнего давления газа [1-3]. На основе этих данных такое горение получило название "безгазового", а сами системы - "безгазовых". Более поздние исследования показали, что при горении этих систем выделяется небольшое количество примесных газов (30-60 кубических сантиметров на грамм смеси или 1-2 процента от массы исходной шихты) [4]. Классическая кондуктивная теория СВС, разработанная для описания горения этих систем, базировалась на предположении о кондуктивном механизме передачи тепла в волне горения и не учитывала влияние примесного газовыделения [2]. Также использовалось предположение о том, что ширина зоны прогрева и зоны реакции намного превышают размер отдельных частиц, из которых состоит исходная смесь. Основными физико-химическими процессами, определяющими скорость распространения фронта горения, согласно этой теории, являются теплопроводность и активированная диффузия. Из теоретического анализа такой модели следовала экспоненциальная зависимость скорости распространения фронта от температуры горения. Эксперименты с использованием скоростной видеокамеры [4-6] показали, что во многих случаях, как размер зоны реакции, так и размер зоны прогрева примерно равны диаметру одной частицы крупнодисперсного компонента. Поэтому упомянутые выше упрощения о тепловой квазигомогенности некорректны для многих СВС-систем. Еще одно упущение классического подхода - это пренебрежение конвективным переносом тепла и реагентов в волне горения за счет движения расплава. Практически с первых шагов изучения СВС стали появляться экспериментальные результаты, не объяснимые в рамках кондуктивной теории и связанные в частности с тем, что примесные газы, выделяющиеся при нагревании исходных веществ, способны влиять на движение расплава и соответственно на скорость процесса [7,8]. Например, наблюдается уменьшение скорости или даже прекращение горения при увеличении плотности состава выше
некоторой критической величины [3,9], в то время как эти изменения с точки зрения классической теории должны были бы приводить к обратному результату из-за улучшения контактов между реагентами и увеличению теплопроводности исходной смеси. Если же провести предварительную термовакуумную обработку реагентов с целью уменьшения количества примесных газов в исходной смеси, то можно добиться того, что увеличение плотности будет только увеличивать скорость горения [3,9]. Другое несоответствие - это аномальное увеличение скорости горения в образцах при уменьшении их диаметра [10, 11]. Классический подход в этом случае предсказывает уменьшение скорости распространения горения за счет увеличения теплоотдачи через боковую поверхность. В некоторых работах по СВС (например, [12, 13]), учитывалось наличие расплава в зоне прогрева волны горения. Отмечалось, что наличие расплава способствуют перемешиванию вещества за счет капиллярного растекания жидкой фазы в поры мелкодисперсного реагента. Но при этом считалось, что движение расплава не сопровождается конвективным переносом тепла и перенос тепла в волне горения происходит только по кондуктивному механизму.
Основная идея работ [14-16] состоит в том, что расплав движется по нормали к поверхности фронта горения и переносит при этом тепло (конвекция). Распространение фронта горения осуществляется в основном за счет того, что расплав поджигает слой за слоем смесь перед фронтом. В отличие от классической кондуктивной теории горения [2,12] данный механизм распространения волны реакции получил название конвективно-кондуктивной теории горения (ККТГ). В соответствии с ККТГ на движение расплава влияют силы поверхностного натяжения, как термокапиллярные, так и связанные с химическим потенциалом (за счет химического реагирования на периметре смачивания) [17, 18], из-за чего расплав сильнее втягивается в еще не горящий слой, чем в сторону конденсированных продуктов. На движение расплава также оказывает влияние перепад давлений примесных газов, выделяющихся за и перед фронтом горения. На рис.1 приведена упрощенная схема, иллюстрирующая процесс распространения зоны реакции, в соответствии ККТГ. Согласно [16] скорость проникновения расплава в исходную шихту Уут подчиняется закону
фильтрации Дарси, т.е.
АР
Уут ~ к/т~А (1)
где кут коэффициент фильтрации расплава, А - толщина слоя расплава, а АР = (Ру - Рь) разность давлений перед - Ру и за - рь слоем расплава.
Рис.1. Схематическое изображение структуры волны горения в соответствии с представлениями
конвективно-кондуктивной теории горения
Перепад давления AP = (pf - Pb ) в области проникновения расплава в исходную шихту состоит из двух составляющих: капиллярного давления A, вызванного силами поверхностного натяжения, и разности давления примесных газов спереди - Pfg и сзади - Pbg слоя расплава, следовательно,
AP = (Pf -Pb)= APs-(Pfg -Pbg) (2)
Как видно из (1) и (2), на скорость проникновения расплава в исходную шихту можно влиять, как изменением давления газа перед, Pfg , так и за слоем расплава, Pbg . В работе [19]
управление процессом горения осуществлялось за счет увеличения давления газа за слоем расплава, Pbg . В данной работе впервые управление процессом горения осуществлялось за
счет уменьшения Pfg , что согласно вышеизложенному, также должно было приводить к
увеличению скорости горения. Практическое уменьшение Pfg достигалось с помощью
подсоединения кварцевой трубки с исходной смесью к вакуумному насосу.
Вышеперечисленные экспериментальные данные [3,9,10,11] находят свое объяснение в рамках ККТГ, чего нельзя сказать о классической кондуктивной теории. В соответствии с ККТГ уменьшение скорости горения при повышении плотности вещества связано с увеличением давления газов Pfg, выделяющихся перед фронтом горения. Увеличение
скорости горения с уменьшением диаметра образца связано с уменьшением давления Pfg
перед фронтом горения из-за улучшения условий фильтрации примесных газов через боковую поверхность образца (см. формулы (1), (2)).
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ УСТАНОВКА
Идея описываемых ниже экспериментов принадлежит одному из авторов статьи и основывается на представлениях конвективно-кондуктивной теории горения [16]. Для изучения процесса горения была создана экспериментальная установка, схема которой показана на рис.2. Исследуемые смеси (8) засыпались в вертикально установленный прозрачный кварцевый стаканчик с трубкой в донышке (7), на подложку из минеральной ваты и стальной сетки (9). Внутренний диаметр стаканчика равнялся 13,5 мм, а высота - 50мм. К трубке через систему кранов (13) и клапанов подсоединялся вакуумный насос, обеспечивающий при включении поток газа через образец. Трубка вместе с исследуемой смесью помещались внутрь реакционной камеры (2) с прозрачными окнами (3), которая перед осуществлением сжигания продувалась аргоном, подаваемым из баллона. Газ, непрерывно подаваемый в реакционную камеру во время опыта, удалялся в окружающую атмосферу через одну из трубок (12), что позволяло поддерживать внутри реакционной камеры давление близкое к атмосферному. Инициирование процесса горения осуществлялось с верхнего торца засыпки с помощью электрического импульса, подаваемого на спираль (6). Для измерения расхода газа использовались расходомер (5), включенный в цепь откачки газа. Через смотровые окна процесс распространения волны горения и показания вакуумметра записывались с помощью цифровой видеокамеры Sony DCR-HC94E (1) непосредственно в память компьютера (10). Эта же установка была использована для определения газопроницаемости исходной смеси. Создаваемое форвакуумным насосом разрежение должно уменьшать давление выделяющихся в процессе горения газов и тем самым влиять на скорость движения расплава и соответственно скорость горения. С позиций кондуктивной теории предполагаемое воздействие (перепад давлений в 1 атм.) можно считать незначительным. В заключительной части статьи будет приведен расчет, показывающий, что дополнительное повышение температуры горения, связанное со спутным потоком газа, не превышает 10 градусов, что не должно приводить к заметному изменению скорости горения по формулам классической теории.
в атмосферу
Рис.2. Схема экспериментальной установки: 1 - цифровая видеокамера; 2 - реакционная камера; 3 - окна в реакционной камере; 4 - вакуумметр; 5 - расходомер; 6 - воспламенитель; 7 - кварцевая пробирка; 8 - исследуемый состав; 9 - фильтр; 10 - компьютер; 11 - эл. питание воспламенителя; 12 - соединительные трубки; 13 - кран.
ИССЛЕДУЕМЫЕ СОСТАВЫ И ЭКСПЕРИМЕНТЫ ПО ИЗМЕРЕНИЮ ИХ ПРОНИЦАЕМОСТИ
Исследовались смеси на основе порошков № (ПНЭ-1, чистота 99%, размер частиц < 40 мкм) и А1 (АСД-4, чистота 98%, размер частиц < 10 мкм). Порошки взвешивались на электронных весах и тщательно перемешивались в фарфоровой ступке методом сухого смешения. Использовались два варианта весовых пропорций: смесь из 68,5% № и 31,5% А1, рассчитанная на получение соединения №А1, т.н. «стехиометрия №А1», и смесь с 78% № и 22% А1. Изменение количества примесного газа в исходной шихте проводилось с помощью термовакуумной обработки (ТВО) исходной смеси, состоящей в том, что вещество помещается в кварцевую трубку, закрытую с двух сторон газопроницаемыми фильтрами, к одному из концов которой присоединялся форвакуумный насос. Трубка с составом помещается в термостат, нагретый до определенной температуры. Выдержка при заданной температуре происходила при непрерывной откачке выделяющегося газа форвакуумным насосом. Температура, до которой нагревался состав, выбиралась из тех соображений, чтобы при таком нагреве не происходило заметной химической реакции. Но эта температура должна быть достаточно высокой, чтобы вещество освободилось от заметной части содержащихся в нем примесных газов. В нашем случае смесь нагревалась до 300оС в течение 6 часов [18]. С целью получения состава с повышенной газопроницаемостью применялась грануляция. Все используемые в экспериментальных исследованиях составы, в том числе и гранулированные, устойчиво горели в атмосфере инертного газа как при включенном, так и при выключенном форвакуумном насосе. Прежде чем исследовать закономерности процесса горения, определялась пористость и плотность и проницаемости исследуемых смесей. Зная объемный расход газа 2 при атмосферном давлении, высоту засыпки - Ь, площадь поперечного сечения кварцевого стаканчика - £, давление газа у верхнего торца образца р (1 атм.), давление газа у нижнего торца образца - р (по показаниям вакуумметра (4)), вязкость фильтрующегося газа -д, можно с помощью формулы, приведенной в [19], рассчитать газопроницаемость исходной смеси - к:
к = 2/П12/. £ (Р.2 - Р2 )
Результаты измерений газопроницаемости для нескольких систем сведены в таблицу 1. Как видно, насыпные составы обладают достаточной газопроницаемостью, а грануляция исходных составов может на порядки увеличивать значение к .
Таблица 1
Результаты измерений пористости и газопроницаемости смесей исходных порошков
Смесь пористость Газопроницаемость к, (дарси)
А1(31,5 %)+№(68,5%) (стех.) 0,5 0,6
А1( 22%)+№(78%) 0,5 0,6
А1+М (стех.),ТВО 0,5 0,7
А1+№ (стех.),грануляция 0,8-0,9 50-100
Т (ПТС, < 40 мкм) 0,7 5
Другая серия экспериментов без сжигания составов заключалась в изучении динамики пропитки порошков жидкостями под действием перепада давлений, созданного форвакуумным насосом. Жидкость наливается в верхнюю часть пробирки и под действием силы тяжести и капиллярных сил проникает вглубь засыпки; состав намокает и меняет свой цвет на более темный, что позволяет следить за динамикой пропитки с помощью видеосъемки. Через какое-то время после начала пропитки включается насос, что увеличивает скорость движения жидкости. Типичный результат обработки видеосъемки движения фронта пропитки Х^) с одновременной фиксацией показаний вакуумметра Р(1) показан на рис.3. Динамика пропитки в общем случае состоит из нескольких стадий. В первые моменты после наливания жидкости на поверхность порошка имеет место относительно высокая скорость проникновения жидкости в порошок (участок АВ), затем устанавливается более медленный режим пропитки (участок ВС), далее включаем насос (точка С), давление начинает быстро уменьшаться от 1 атм. до 0,04 атм., и в первые мгновения скорость пропитки порошка очень высокая (участок CD), потом давление перестает меняться и устанавливается «стационарный режим» пропитки (участок DE). Именно эта установившаяся скорость V, указывается как результат эксперимента по пропитке образца той или иной жидкостью под действием разрежения. Оказалось, что при увеличении расхода газа, установившаяся скорость пропитки растет только до расходов порядка 40 л/час.
I, с
Рис.3. Зависимости координаты фронта пропитки Х^) (кривая 1) и давления газа перед форвакуумным насосом Р(1) (кривая 2) от времени. Диаметр пробирки d = 13,5 мм.
Дальнейшее увеличение скорости газового потока не меняет скорость пропитки. Для изопропилового спирта (д [Пахс] = 2,58x10") скорость пропитки была ниже, чем для воды (д [Пахс] = 1,02x10 )
из-за более высокой вязкости. Значения установившейся скорости пропитки VL приведены в таблице 2. Эксперименты по пропитке показали, что СВС-составы насыпной плотности являются проницаемыми для жидкостей.
Таблица 2
Установившиеся скорости пропитки VL
Смесь VL спирта, мм/сек VL воды, мм/сек
А1+№ (стех.) 2,2 6,7
Т (ПТС, 99%, < 40 мкм) 19 38
ЭКСПЕРИМЕНТЫ ПО ГОРЕНИЮ СМЕСЕЙ ПОРОШКОВ N1 И АЬ
Ниже приведены результаты экспериментов по горению смесей порошков № и А1 в потоке аргона. Для облегчения воспламенения исходной шихты на ее поверхность насыпался слой порошка массой 0,2 г. Воспламенение этого слоя осуществлялось
тепловым импульсом от вольфрамовой спирали. Для того, чтобы избежать усадки шихты в процессе горения за счет потока газа и получения стабильных результатов перед каждым опытом проводилась продувка засыпки потоком газа при максимально возможным перепаде давлений (полностью открыт кран (13) на рис.2). Обычно, после такой продувки исходная высота засыпки уменьшалась на 10-20 процентов. Наибольший расход, которого нам удавалось добиться для смеси порошков №+А1 при навеске 6 г (высота засыпки после поджатия вакуумом ~18 мм) равнялся 60 л/час. В результате обработки видео получались Х$) и Р(1) (рис.4). Зависимости Х$) во всех опытах представляли собой практически прямые линии с небольшими «концевыми» отклонениями у воспламенителя и перед фильтром, что свидетельствует о стационарности процесса горения. Соответственно, кривые Р(1) на этих рисунках были либо горизонтальными линиями (давление не менялось во время движения фронта горения) или слегка наклонными (с небольшим повышением давления из-за улучшения проницаемости по мере сгорания). Для всех используемых смесей скорость горения росла при увеличении перепада давления. Максимальная скорость фронта горения устанавливалась при потоке аргона порядка 40 л/час, дальнейшее увеличение потока газа не приводило к росту скорости горения. Графики зависимости скорости горения ис от
величины потока газа Go показаны на рис.5. Значения скоростей фронта без искусственно созданного перепада давлений вдоль засыпки ис0 и максимальной для рассматриваемых систем при наличии перепада ист для порошков № +А1 приведены в таблице 3. Как следует из данных таблицы, предварительная ТВО исходных порошков не только увеличивает скорость горения ис0, но и уменьшает влияние созданного вакуумным насосом перепада давлений вдоль засыпки на увеличение скорости горения. Этот результат находится в согласии с выводами ККТГ (см. (1), (2)), т.к. ТВО уменьшает количество примесных газов, и, следовательно, величину давления газов перед фронтом Р^ . Поэтому диапазон влияния
вакуумирования нижнего торца образца на скорость горения становится меньше.
Все исследованные смеси горят ровно, ярко. При горении этих систем под воздействием спутного газового потока вблизи фронта горения формируется яркая область, которая распространяется вместе с фронтом. Обычно ширина этой области постоянно увеличивается. Этот факт можно трактовать как увеличение количества расплава во фронте горения по мере его продвижения.
1, с
Рис.4. Зависимости координаты фронта горения Х^) (кривая 1) и давления газа перед форвакуумным насосом Р(1) (кривая 2) от времени при горении смеси А1+№ (стех.), прошедшей ТВО
11 10 9
О § 8
6 5 4
4
т,
I/1
I | I | I | I | I | I | I | I |
0 10 20 30 40 50 60 70 80
G0, л/час
Рис.5. Зависимости скорости фронта горения от величины потока газа при горении смеси А1(38,5%) +№(61,5%) (стех.) прошедшей ТВО (кривая 1) и без ТВО (кривая 2), и смеси А1(22%) +№(78%): прошедшей ТВО (кривая 3) и без ТВО (кривая 4)
Таблица 3
Значения скоростей фронта без искусственно созданного перепада давлений вдоль засыпки Мсо и максимальной для рассматриваемых систем при наличии перепада ист для порошков № +А1
СОСТАВ СКОРОСТЬ мм/сек
ис0 ист
А1(22%)+№(78%) 4 8
№ +А1 (стех) 7 11
№ +А1 (стех), после ТВО 9 11
Также были эксперименты, в которых ширина зоны не менялась или даже колебалась по величине. При этом скорость процесса оставалась неизменной. Изучение макроструктуры продукта, оставшегося после сгорания порошков, также подтверждает эту гипотезу: нижняя часть образца имеет структуру, характерную для плавленого продукта (см. рис.6). В случае сжигания «без вакуума», на срезе наблюдаются небольшие капли расплава равномерно расположенные по длине образца. Это плотные цилиндрические столбики диаметром, равные диаметру пробирки, длиной близкой к длине образца до горения. Анализ фазового и химического состава продуктов горения выполнялся на дифрактометре ДРОН-3М с использованием СиКа - излучения. Пробы для анализа брались как в середине, так и в
нижней части образца (в зоне расплавленных продуктов для опытов с продувом). Для смесей стехиометрического соотношения исходных реагентов А1(31,5 %)+№(68,5%) состав продуктов однофазный - это соединение №А1. Для смесей с избытком № (А1(22%)+№(78%)) наряду с фазой №А1 присутствует фаза №3А1. Фазовый состав продуктов синтеза определяется только исходным соотношением компонентов и не зависит от предварительной ТВО исходных порошков.
Рис.6. Фотография продольных разрезов продуктов горения смеси А1(22%)+№(78%), d пробирки 13,5 мм (направление фронта горения сверху вниз). Справа образец, полученный при выключенном, слева - при включенном форвакуумном насосе (внизу видна светлая область - слой расплава).
РАСЧЕТ ВЛИЯНИЯ ДОПОЛНИТЕЛЬНОГО ПОТОКА ИНЕРТНОГО ГАЗА
НА СКОРОСТЬ РАСПРОСТРАНЕНИЯ ФРОНТА ГОРЕНИЯ С ТОЧКИ ЗРЕНИЯ КОНДУКТИВНОЙ ТЕОРИИ
Приведем оценки того, что в экспериментах с вакуумированием, дополнительный поток газа, несущий тепло в зону реакции настолько незначителен, что с точки зрения кондуктивной теории, не должно приводить к заметному увеличению скорости распространения фронта реакции. Покажем это прямыми расчетами. В соответствии с [20] скорость фронта конвективного охлаждения конденсированных продуктов реакции исоо1 потоком втекающего газа Go равна:
иС001 = CgGo| № » (4)
где Cg - теплоемкость втекающего газа, с5 - теплоемкость конденсированных продуктов
реакции. Для системы №+А1, подставляя численные значения всех входящих в формулу (4) величин ( получим
3 2 2
величин (cs NiAl = 700 Дж/кгК; ps nai = 2800 кг/м ;cg A =700 Дж/кгК; G0 == 2,5 x 10 - кг/м с),
Ucool = cgGo/csPs = 0,66 x 10 5 м1с • (5)
Следовательно, скорость фронта охлаждения конденсированных продуктов реакции потоком втекающего газа примерно на три порядка меньше скорости фронта горения Uc . Из-за такой
большой разницы Uc и Ucooi конвективный перенос тепла фильтрующимся газом практически не изменяет температуру горения Tc исследуемой системы. Продемонстрируем это непосредственным расчетом Tc с помощью формул, известных из теории фильтрационного горения [20].
Tc = Tin +—(л-^-1 = Tin + (l ~ ) - Tin + Q (1 + U cool Uc ) , (6)
cs (1 - cgG0/UccsPs1 cs (1 - Ucool/Uc1 cs
где Q - тепловой эффект реакции, Tin - начальная температура смеси. В соответствии с (6) прирост температуры пропорционален Ucool /Uc и в условиях нашего эксперимента должен составлять всего несколько градусов. Если учесть, что эти расчеты были выполнены для расхода газа близкого к максимальному значению, то проведенные расчеты позволяют сделать вывод о том, что повышение температуры не может являть причиной такого значительного повышения скорости горения. Т.к. температура горения практически не меняется при увеличении расхода газа, то зависимость скорости горения от удельного массового расхода газа можно представить в следующем виде [19]:
Uc = Uc0 + Uh = Uc0 + cgG0lcs0Ps » (7)
где Uc0 - скорость горения исходной смеси без продува газом (G0 = 0), cs0 - теплоемкость исходной шихты.
Таким образом, в соответствии с (7), прирост скорости горения не должен превышать 0,01 мм/сек, что совершенно не соответствует экспериментальным зависимостям скорости горения от расхода газа приведенным на рис. 5. Следовательно, конвективный перенос тепла фильтрующимся газом не обеспечивает наблюдаемое в эксперименте увеличение скорости горения.
Проведенные расчеты и выполненные эксперименты позволяют сделать заключение о применимости представлений конвективно-кондуктивной теории горения для объяснения закономерностей горения смесей порошков Ni и Al.
ВЫВОДЫ
1. На основе представлений конвективно-кондуктивной теории горения (ККТГ) гетерогенных конденсированных систем для управления процессом синтеза предложено использовать вакуумирование одного из торцов исходной засыпки.
2. Впервые создана экспериментальная установка, позволяющая использовать вакуум для управления процессом синтеза, с помощью искусственно созданного перепада давлений вдоль засыпки.
3. Определены коэффициенты газопроницаемости различных систем насыпной плотности. Показано, что грануляция исходных составов позволяет увеличивать коэффициент газопроницаемости в 50-100 раз.
4. Изучена динамика процесса пропитки исходных смесей изопропиловым спиртом и
водой.
5. Исследованы закономерности горения смесей порошков Ni и Al в условиях вакуумирования нижнего торца исходной засыпки. Показано, что за счет уменьшения давления примесных газов перед фронтом горения возможно значительное увеличение скорости фронта горения.
6. Установлено, что предварительная ТВО исходных смесей увеличивает скорость горения образцов насыпной плотности и уменьшает влияние вакуумирования на процесс распространения фронта горения, как это и следует из ККТГ.
7. Проведенные расчеты по формулам классической теории показали, что дополнительное повышение температуры горения, связанное со спутным потоком газа, не превышает 10 градусов, что в соответствии с кондуктивной теорией не должно приводить к заметному изменению скорости горения
8. Проведенные эксперименты позволяют сделать вывод о том, что наличие небольшого перепада давлений (не превышающего 105 Па) дает возможность управлять процессом горения и структурой полученных продуктов, а также подтверждают основные выводы конвективно-кондуктивной теории горения гетерогенных конденсированных систем.
Работа выполнена при финансовой поддержке РФФИ проект № 05-08-65461.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Мержанов А.Г., Боровинская И.П. Самораспространяющийся синтез тугоплавких неорганических соединений // Докл. АН СССР. 1972. Т. 204, №2. С. 366-369.
2. Мержанов А.Г. Теория «безгазового» горения // «Archiwum Procesow Spalania». 1974. Т.5, №1. С. 17-39.
3. Шкиро В.М., Боровинская И.П. Исследование закономерностей горения смесей титана с углеродом // В сб. Процессы горения в химической технологии и металлургии. Черноголовка. 1975. С. 253-258.
4. Merzhanov А. G., Rogachev А. S. Structural macrokinetics of SHS processes // Pure and Appl. Chem. 1992. V. 64, №7. Р. 941-953.
5. Мукасьян А.Г., Рогачев А. С. и др. Микроструктура фронта горения гетерогенных безгазовых средах (на примере горения системы 5Ti+3Si) // Физика горения и взрыва. 1996. Т. 32, № 6. С. 68-81.
6. Рогачев А.С., Мукасьян А.С., Варма А. Микроструктура самораспространяющихся экзотермических реакций в гетерогенных средах // Докл. РАН. 1999. Т. 366, № 26.
7. Вершинников В.И., Филоненко А.К. О зависимости скорости «безгазового» горения от давления // Физика горения и взрыва. 1978. Т.14, № 5. С. 42-47.
8. Найбороденко Ю.С., Касацкий Н.Г., Лавренчук Г.В. и др. Влияние термической обработки в вакууме на горение безгазовых систем // В кн: Горение конденсированных и гетерогенных систем. Матер. VI Всес. Симп. по горению и взрыву. Черноголовка, 1980. С.74-77.
9. Касацкий Н.Г., Филатов В.М., Найбороденко Ю.С. СВС в слабоэкзотермичных и высокоплотных системах с алюминием // В сб. статей Самомораспространяющийся высокотемпературный синтез. Томск: Изд.-во Томского университета. 1991. С. 63-69.
10. Филоненко А.К., Бунин В.А., Вершинников В.И. Особенность зависимости скорости горения от диаметра для некоторых безгазовых составов // Химическая физика. 1992. Т. 11, № 2. С.260-264.
11. Сеплярский Б.С., Вадченко С.Г. Роль конвективного теплопереноса в процессах "безгазового" горения (на примере горения системы Ti+C) // Докл. РАН. 2004. Т. 399, № 1. С. 72-76.
12. Хайкин Б.И. К теории процессов горения в гетерогенных конденсированных средах // В сб. Процессы горения в химической технологии и металлургии. Черноголовка. 1975. С. 227-244.
13. Некрасов Е.А., Максимов Ю.М., Зиатдинов М.Х., Штейнберг А.С. Влияние капиллярного растекания на распространение волны горения в безгазовых системах // Физика горения и взрыва. 1978. Т.14, № 5, С.26-33.
14. Сеплярский Б.С., Ваганова Н.И.. Конвективный режим распространения зоны реакции - новый механизм горения "безгазовых" систем // Докл. РАН. 2000. Т. 375, № 4. С. 496 - 499.
15. Сеплярский Б.С., Ваганова Н.И. Конвективное горение "безгазовых" систем // Физика горения и взрыва. 2001. Т. 37, № 4. С. 73 - 81.
16. Сеплярский Б.С. Природа аномальной зависимости скорости горения безгазовых систем от диаметра // Докл. РАН. 2004. Т. 396, № 5. С. 640-643.
17. Александров В.В., Корчагин М.А. О механизме и макрокинетике реакции при горении СВС систем // Физика горения и взрыва. 1987. Т.23, № 5. С. 55-63.
18. Мержанов А.Г., Рогачев А.С., Мукасьян А.С., Хусид Б.М.. Макрокинетика структурных превращений при безгазовом горении смесей порошков титана и углерода // Физика горения и взрыва. 1990. Т.26, № 1. С. 104114.
19. Мержанов А.Г., Мукасьян А.С., Постников С.В. Гидравлический эффект в процессах безгазового горения // Докл. РАН. 1995. Т. 343, № 3. С. 340-342.
20. Алдушин А.П., Сеплярский Б.С. Распространение волны экзотермической реакции в пористой среде при продуве газа // Докл. АН СССР. 1978. Т.241, №1. С. 72-75.
SUMMARY. The results of experimental investigations of the features of combustion of the mixtures of powders Ni + Al of bulk density have been presented. A novel experimental procedure has been worked out; a device for its realization has been developed. Novelty of the procedure lies in the following. The combustion process is influenced on by the pressure difference of inert gas by means of vacuumizing of the butt-end of the reaction cell. It has been shown that marked increase in the burning velocity can be provided at the expense of the lowering of the pressure of impurity gases before the front of combustion. The result confirms the conclusions of convective-conductive theory of combustion of heterogeneous systems.
