Численное исследование функционирования устройств задержки воспламенения теплообменного типа

Перспективным способом организации внутрибаллистического процесса при вскрытии РГЧ является оснащение РГЧ специальным быстродействующим высокорасходным газогенератором (ПАД), осуществляющим постепенную подачу рабочего газа в подпоршневой объем, что позволит добиться вскрытия РГЧ, не сопровождающегося пиком давления в момент воспламенения вышибного заряда, а следовательно, позволит существенно улучшить габаритно-массовые характеристики РГЧ. Одной из проблем является организация задействования встроенного газогенератора. Использование с этой целью прорываемых мембран наталкивается на присущий мембранам недостаток — большой разброс перепадов давлений, при которых происходит прорыв мембраны. Один из перспективных способов инициации встроенных газогенераторов, предложенный авторами, заключается в подаче в воспламенительную полость газогенератора горячего газа из внутренней полости РГЧ в период наддува через теплообменник в виде протяженного канала, теплоотвод в котором обеспечивает требуемую задержку инициации газогенератора по отношению к началу наддува внутренней полости РГЧ (см. подпараграф 2.1.2).

На рис. 9.4 изображен эскиз РГЧ с таким газогенератором. Инициирующий заряд 1, воспламеняемый предохранительно-исполнительным механизмом, обеспечивает наддув центрального газовода 2 и полости с БЭ 3. Одновременно начинается инициация газогенератора 5, снабженного устройством задержки воспламенения 4. Последнее включает канал теплообменника 7, который с помощью обратного клапана 8 связан с полостью воспламенительного заряда 9. Горячий газ, поступая в полость воспламенительного заряда через теплообменник, охлаждается, поэтому нагрев воспламенительного заряда до температуры воспламенения происходит с требуемой для взведения взрывателей БЭ задержкой. После инициации воспламенительного заряда 9 срабатывает основной заряд газогенератора 10, обеспечивая постепенный наддув подпоршневого объема 6 и вскрытие РГЧ без существенного пика давления в начальный период. Канал теплообменника может быть выполнен так, чтобы одновременно задерживать недогоревшие частицы инициирующего заряда 1, способные досрочно воспламенить заряд 9. Выбор параметров подобной конструкции может быть осуществлен только на основе точного решения задач теплообмена в каналах и полостях с учетом прогрева стенок.

Ниже приведены результаты численного эксперимента по выбору параметров устройства задержки воспламенения газогенератора РГЧ. Схема замещения для задачи та же, что и на рис. 9.2. При этом сосуд С2 играет роль внутренней полости РГЧ, наддутой продуктами сгорания инициирующего заряда. Канал К1 — это канал устройства задержки воспламенения. Сосуд СЗ — это полость газогенератора с воспламенительным зарядом. Полагается, что подвижных элементов в СЗ нет, а стенка Ст8 соответствует воспламенительному заряду пороха, прогреваемому до температуры воспламенения. Процесс воспламенения рассчитывается упрощенно без учета экзотермических реакций в К фазе заряда. При диаметре корпуса газогенератора 0,06 м и длине корпуса 0,1 м на его внешней поверхности можно проточить канал площадью несколько квадратных миллиметров и длиной до 4 метров, что составляет до 5000 калибров. Таким образом можно обеспечить эффективный теплоотвод в процессе инициации газогенератора.

Рассматривалась модельная задача прогрева воспламенительного заряда Ст8, расположенного непосредственно в камере сгорания газогенератора объемом 0,28 274- 1СГ³ м³. Камера считалась цилиндром диаметром 0,06 м, выполненным из сплава ДД1М с толщиной стенок 5 мм. Воспламенительный заряд включал 0,5 г пороха ДРПЗ, зерна которого считались плоскими пластинками толщиной 0,4 • 1СГ³ м, симметрично прогреваемыми с двух сторон. Канал К1 имел гидравлический диаметр 2 • 1СГ³ м. Длина канала варьировалась в диапазоне 0,375—3,0 м, что примерно соответствовало 1—15 виткам винтовой проточки шириной 2 мм и глубиной 3 мм, нарезанной на наружной поверхности цилиндра камеры сгорания с шагом 16 мм. Полость С2 считалась цилиндром диаметром 0,216 м и объемом 0,733 • 1СГ² м³. Стенки канала и цилиндра С2 выполнены из сплава АД1М толщиной 2 мм. В сосуде С2 сгорал заряд из 50 г ДРП1. Проводился расчет процесса перетока газа из сосуда С2 в сосуд СЗ по каналу К1 с прогревом стенок Ст1—Ст8. Расчет заканчивался при достижении температурой поверхности заряда Ст8 значений 733 К. Предполагалось, что стенка канала Ст4 плоская, причем перегородка толщиной 14 мм разделяет два соседних витка канала, так что поле температуры в перегородке можно считать близким к симметричному. При этом стенка канала может рассматриваться как плоская пластина толщиной 7 мм, на одной поверхности которой выполняются условия теплообмена с газом в канале в виде граничных условий третьего рода, а на второй — поверхности условия тепловой изоляции.

На рис. 9.9 представлены результаты расчета изменения во времени температуры поверхности пластинок ДРПЗ для следующих условий.

Рис. 9.9. Изменение температуры поверхности воспламенителя

Кривые 1, 2, 5 соответствуют каналу К1 длиной 0,375 м. При этом кривая 1 соответствует теплоизолированной стенке канала К1, т. е. случаю отсутствия тепловых потерь на прогрев стенок в канале. Кривая 2 соответствует случаю сопряженного теплообмена со стенками канала К1. Кривая 5 соответствует случаю теплообмена с изотермической стенкой в канале К1, т. е. ситуации с максимально возможным завышением тепловых потерь в канале. Кривые 3,4 и 6 соответствуют случаю сопряженного теплообмена со стенкой канала К1 для каналов различной длины. Кривая 7 соответствует случаю затекания газа в полость воспламенителя через отверстие того же диаметра, что и протяженный канал. Расчет показывает, что наличие на входе в полость с воспламеняемым зарядом протяженного канала с прогреваемыми стенками может существенно влиять на процесс воспламенения заряда. Температура в T_w = = 733 К на поверхности прогреваемой навески пороха ДРПЗ достигается при подводе газа через канал длиной 0,375 м гидравлическим диаметром 2 • 1СГ³ м со стенками из сплава АД 1 М толщиной 7 мм на 0,984 с позже, чем в случае подвода газа через отверстие такого же диаметра (см. кривые 2, 7). Это позволяет говорить о возможности конструирования устройств задержки воспламенения теплообменного типа, не связанных с необходимостью разрушения мембран, разделяющих полость газогенератора с наддуваемой полостью головной части. Отметим, что расчет таких устройств необходимо проводить с учетом сопряженности теплообмена в подводящей газ магистрали. Разница в расчетных моментах достижения T_w = 733 К на поверхности прогреваемой навески пороха в случае теплообмена с прогреваемой стенкой и теплообмена с теплоизолированной стенкой составляет 0,223 с (см. кривые 2, 2), что сравнимо со временем задержки воспламенения, которое необходимо обеспечивать (несколько десятых секунды). Расчет процесса с учетом теплообмена с изотермической стенкой в этом случае дает существенно отличный результат. Через 1,5 с после начала процесса T_w составляет всего 363,8 К. Причина такого отличия заключается в том, что суммарные тепловые потери на прогрев стенок канала в двух указанных случаях отличаются в несколько раз (рис. 9.10), и в обоих случаях достаточно велики по сравнению с полным теплосодержанием газа, подаваемого в полость газогенератора за время процесса. Это и обусловливает существенность формулировки задачи как сопряженной. На рис. 9.12—9.13 представлено изменение во времени температуры поверхности теплообмена в канале длиной L = 0,375 м и профилей температуры по толщине стенки в его среднем по длине сечении. Варьирование длины канала позволяет варьировать время задержки воспламенения в весьма широких пределах. В проделанном расчете для каналов длиной L = 0,75 м, 1,5 м, 3,0 м, T_w составляло через 1,5 с от начала процесса соответственно 634 К, 494 К, 347 К. Увеличение длины канала приводит к пропорциональному увеличению суммарного теплоотвода в стенки канала (рис. 9.11) и соответствующему замедлению темпа прогрева воспламенителя. Приведенные результаты подтверждают работоспособность и перспективность устройств задержки воспламенения теплообменного типа для инициации встроенных газогенераторов РГЧ.

В заключение отметим, что приведенная в настоящем параграфе задача является весьма трудоемкой при вычислениях. В число прогреваемых стенок входит стенка Ст8, толщина которой более чем в 10 раз меньше толщин остальных стенок системы. Для повышения точности расчета температуры в этой стенке выбиралась поперечная сетка, включающая 80 узлов и сгущающаяся к поверхности теплообмена в логарифмическом масштабе, а также сетка из 80 узлов по длине канала и 40 узлов по поперечной координате в стенке канала. Шаг по времени выбирался по контрольному члену для обыкновенных дифференциальных уравнений с коррекцией по условию Куранта. Это, в свою очередь, приводило к потере точности вычислений при расчете процесса с шагами по времени, определяемыми числом Куранта 0,8—0,9, а также точностью интегрирования обыкновенных дифференциальных уравнений.

Рис. 9.10. Изменение суммарного теплоотвода в стенки канала L = 0,375 м.

со временем:

7 — изотермические стенки; 2 — прогреваемые стенки.

Рис. 9.11. Изменение суммарного теплоотвода в стенки канала при сопряженном теплообмене со временем (L = 0,375 м (7); 0,75 м (2);

1,5 м (3); 3,0 м (4))

Рис. 9.12. Изменение температуры поверхности теплообмена стенки канала L = 0,375 м со временем.

Puc. 9.13. Изменение профиля температуры по поперечной координате в среднем по длине сечении стенки канала L = 0,375 м со временем.

в сотые процента, при которых задачи предыдущего параграфа рассчитывались за 50 000 —10 000 шагов по времени и занимали в пределах 40 минут машинного времени PH 400 MHz. Достаточно малый шаг по времени реализовывался при числе Куранта ОД или при величине погрешности, при которой расчет 1,5 с процесса растягивался на 200 000—700 000 шагов по времени, и занимал несколько часов.

Проведенные расчеты позволяют сделать следующие выводы.

В численном эксперименте подтверждена работоспособность предложенных в устройств задержки воспламенения теплообменного типа для встроенных газогенераторов РГЧ. Показано, что варьирование длины и проходного сечения канала, подводящего горячий газ из наддуваемой полости РГЧ в воспламенительную полость газогенератора, позволяет в условиях реальных размеров и применяемых порохов добиться требуемой задержки воспламенения без использования прорываемых мембран, отличающихся нестабильностью при разрушении.

Показано, что правильный выбор параметров указанных устройств может быть проведен только в результате решения сопряженной задачи теплообмена при течении горячего газа в подводящем канале.