книги / Химия и технология баллиститных порохов, твердых ракетных и специальных топлив. Т. 2 Технология

Рис. 122а. Схема прибора УИП-70М:

1 — реле времени; 2 — электродвигатель; 3 — шкиф; 4 — груз; 5 — шток

УИП-70; 6- образец; 7 — термопара; 8 — термокамера; 9 — регистратор температуры образца; 10 — датчик температуры; 11 — регулятор темпера­ туры; 12 — регистратор деформации; 13 — емкостный датчик

Рис. 1226. Деформирование образца при испытаниях в приборе УИП-70М

251

считываемое на действующую поверхность, остается постоян­ ным. В процессе эксперимента происходит постоянное вне­ дрение нагруженного пуансона в массу образца (пенетрация) вплоть до достижения его основания.

Сменный пуансон цилиндрической формы с диаметром 0,8 мм, 1,78 мм, 2,52 мм имеет плоский срез.

Деформация характеризуется глубиной проникновения пу­ ансона в образец и выражается отношением к его исходной высоте. Величину обратимой деформации можно найти при периодическом импульсном нагружении, когда фиксируется не только общая картина нарастания деформации с температу­ рой, но и обратимая и необратимая доли общей деформации в любой температурной точке. По результатам измерения на диаграмме пиков, полученных в результате нагружения и подъема, строятся кривые температурной зависимости де­ формации у = /(7), а также кривые обратимой уобр = 7(7) и не­ обратимой у„еобр —7(7) долей деформации.

Прибор УИП-70 обеспечивает автоматическое измерение и регистрацию деформаций при сжатии образца под действи­ ем различных фиксированных нагрузок с относительной по­ грешностью около 5%.

Камера-держатель образца и шток со сменным наконечни­ ком-пуансоном изготовлены из кварца. Основным чувстви­ тельным элементом измерительной системы является диффе­ ренциальный емкостной датчик. Система нагрева обеспечивает повышение температуры образца (или охлаждение) со скоро­ стями 0,6...20 К/мин в пределах 123...673 К. Термомеханиче­ ские кривые записываются на диаграммной ленте многоточеч­ ного потенциометра.

Для проведения исследований специальной вырубкой гото­ вятся образцы диаметром и высотой 6 мм. Величины дефор­ маций, определяемые в процессе эксперимента, в существен­ ной степени зависят от нагрузки. На рис. 123а приведены гра­ фики функций у = 7(7), уф = Л 7) при различных нагрузках. Видно, что величина нагрузки заметно влияет на деформацию и может изменять ее в широких пределах.

На рис. 1236 представлены типовые термомеханические кривые общей, обратимой и необратимой деформаций. На пе­ ресечении касательных в местах перегиба кривых общей и не­ обратимой деформаций находится условная температура теку­ чести. Истинная (рабочая) температура текучести должна быть несколько выше и соответствовать большей величине необра-

252

Рис. 123а. Зависимость	деформаций	(общей------	и обратимой------	) от тем­
пературы для топлива	ВИК-2Д при нагрузке: 6 МПа (1),			3 МПа (2),
	2 МПа (3),	1 МПа	(4)

Рис. 1236. Типовые кривые деформаций: общей (1), необратимой (2), об ратимой (3)

253

Рис. 123в. Зависимость деформации от температуры при нагрузке 2,0 МПа для составов: РДГ-2Ф (1); ВИК-2Д (2); РДМ-3 (3); при нагрузке Ш Па для составов: РДГ-2Ф(1'); ВИК-2Д (2’); РДМ-3 (3*)

тимой деформации. Температурная область от появления за­ метной необратимой деформации до ее уровня, при котором возможна переработка, есть переходная область из высокоэла­ стического в вязкотекучее состояние. Знание значения темпе­ ратуры текучести и границ переходной области весьма важно, как отмечалось выше, для определения температурных диапа­ зонов эксплуатации зарядов и переработки пороховой массы. Однако совершенно очевидно, что корректные результаты мо­ гут быть получены только в том случае, если будут выбраны правильно нагрузки, при которых необходимо проводить ис­ следование.

Выбор нагрузок (нормальных давлений) проводился, исхо­ дя из конкретных условий переработки пороховой массы. По­ скольку величина гидростатического давления в технологиче­ ских аппаратах не может характеризовать режим течения по­ роховой массы, а определение нормальных и касательных

254

напряжений затруднено, требуемые величины нагрузок опреде­ ляли на основе реологических исследований. Из степенного закона у = кт" при скоростях сдвига, соответствующих режиму течения на вальцах, в шнек-прессе и раструбном пресс-инст­ рументе, находили соответствующие напряжения сдвига. В табл. 24 приведены расчетные значения напряжений для не­ которых топлив. При расчете необходимых нагрузок были взя­ ты усредненные значения скорости сдвига при течении массы на вальцах, в шнек-прессе и раструбном пресс-инструменте, соответственно: 102, 1, 10~2 с-1. Значение напряжений, вызы­ вающих данный режим деформирования, для различных со­ ставов и температур находится в широких пределах:

—вальцы — 1,5...6 МПа

—пресс — 0,9...3 МПа

—пресс-инструмент — 0,5...1 МПа.

Таблица 24

Расчетные значения необходимых нагрузок, моделирующих условия переработки на фазах вальцевания и формования (Т = 353 К)

Индекс топ­		Условия деформирования			Напряжение
	Закон течения			Скорость	сдвига,
лива			Аппарат
				сдвига, с-1	МПа-10
		—	пресс-	1	7,94
				о to
		инстру­
ВИК-2Д	у =6,26 -10”'° • X®	мент		1	14,10
		—	пресс
		—	вальцы	102	25,1
		—	пресс-	10-2	8,03
		инстру­
Типа РДГ	у = 7,83 • КГ* • т*	мент		1	10,31
		—	пресс
		—	вальцы	102	13,24
		—	пресс-	1	5,88
				о to
ВИК-2Д		инстру­
	у = 1,06 • КГ’ -т9,4	мент
(T = 363К)				1	9,75
		—	пресс
		—	вальцы	102	16,20

Нормальное

напряжение

(нагрузка), МПа-10

11,91

21,15

27,65

12,05

15,47

19,86

8,82

14,63

24,30

Для предварительных исследований в процессе разработки методики были выбраны нагрузки 1 МПа и 2 МПа.

На рис. 123 в представлены функции уобщ= f (7) для неко­ торых баллиститных топлив при нагрузках 1 МПа и 2 МПа. Деформационные кривые существенно отличаются для различ­ ных составов топлив, что свидетельствует о необходимости применения различных условий переработки.

255

На рис. 123—127 приведены результаты исследования тер­ момеханических свойств топлив ВИК-2Д, типа РДГ, типа РДМ, РБФ, СПК. На каждом рисунке общая деформация раз­ ложена на две составляющие: обратимую и необратимую. Тем­ пература текучести (перехода из высокоэластического в вязко­ текучее состояние) находилась на пересечении касательных в месте перегиба кривой необратимой деформации. Переход­ ная область — между температурой, при которой появляется заметная необратимая деформация, и температурой текучести.

В результате экспериментальных исследований установлены важные закономерности для переработки баллиститных топ­ лив, характеризующие переход из высокоэластического состоя­ ния в вязкотекучее:

		293	333	373	Т. К
Рис.	124. Зависимость деформаций от температуры для топлива типа РДМ
			при различных нагрузках:
1, Г	—	общая и	обратимая деформации	соответственно при нагрузке
6 МПа;		2, 2' — общая и обратимая деформации соответственно при на­
			грузке 2 МПа

256

293

333

373

T. К

Рис. 125. Зависимость деформаций от температуры для топлива типа РДГ при нагрузке 2 МПа:

1 — общая; 2 — необратимая; 3 — обратимая

293

333

373

Рис. 126. Зависимость деформаций от температуры для топлива РБФ при нагрузке 2 МПа:

1 — общая; 2 — необратимая; 3 — обратимая

257

293

333

373

T, К

Рис. 127. Зависимость деформаций от температуры для топлива СПК при нагрузке 2 МПа:

1 — общая; 2 — необратимая; 3 — обратимая

— в температурном диапазоне интенсивного роста необра­ тимой деформации обратимая деформация имеет убывающую производную cb(o6p/dT, которая при температуре Ттек или при­ ближается к 0, или становится отрицательной;

— температурные зависимости всех трех деформаций (уобщ,

Уобр, Унеобр) Для некоторых топлив отличаются существенно. Так, Ттек всех топлив типа РДГ составляет около 333...343 К,

аРДМ - 363...373 К;

—температурный диапазон перехода из высокоэластиче­ ского в вязкотекучее состояние у штатных топлив довольно велик и находится в пределах 333...373 К, для топлив типа РДМ он несколько сужается и сдвигается вправо — 343...373 К, а для топлив РДГ, напротив, сдвигается влево, приближаясь к зоне эксплуатации заряда — 323...353 К;

—практически все топлива, за исключением топлив, со­ держащих дазин, в температурном диапазоне переработки 363.. .393 К при нагрузке 2 МПа имеют незначительно изме­ няющуюся обратимую деформацию, находящуюся в пределах

20...30%, у топлив же с дазином деформация при температуре

258

около 343...353 К имеет экстремум с резко ниспадающей вет­ вью кривой. Очевидно, дазин, начиная с этой температуры, работает как весьма активный пластификатор, резко снижаю­ щий энергию межмакромолекулярного взаимодействия НЦ (при Т > 343...353 К);

—при высоких напряжениях (4...6 МПа), имеющих место

впроцессе вальцевания, обратимая деформация для штатных и новых топлив в температурном диапазоне переработки, про­ ходя через экстремум, резко падает. Это обеспечивает нор­ мальное протекание процесса вальцевания.

Итак, разработанная методика исследования термомехани­ ческих свойств топлив позволяет в лабораторных условиях определять оптимальные температурные режимы переработки на фазах вальцевания и прессования. Однако для получения корректных результатов данным исследованиям должно пред­ шествовать определение реологических характеристик и на их основе — необходимой нагрузки на пуансон прибора УИП-70.

4.3.2.2 Исследование процессов вальцевания и сушки

Ранее отмечалось, что процессы пластификации и сушки, осуществляемые при непрерывном производстве на специаль­ ных вальцах и сушильных аппаратах, неоптимальны вследст­ вие высокой энергии диссипации и, соответственно, опасно­ сти загорания при вальцевании и длительного времени суш­ ки как в контактных, так и конвективных сушильных аппаратах.

С целью понимания направлений совершенствования тех­ нологии переработки необходимо рассмотреть результаты тео­ ретических и экспериментальных исследований этих двух про­ цессов, имея в виду единую конструктивную задачу — созда­ ния безопасного производства современных БРТТ.

Рассматривая вальцевание, необходимо определить темпе­ ратурное поле и влажность с учетом наиболее значимых тех­ нологических параметров. Решение задачи в общем виде сво­ дится к решению уравнений Навье-Стокса (неразрывности, движения, энергии, реологии):

^ = -p[VS],	(4.58)
dx
= -VP+[Vx]+pg,	(4.59)

259

	dT	V * - r | f ) p(VS) + (x:V-&),	(4.60)
PC^
		=
		T=|XV + |X- J H |(V»),	(4.61)

где p — плотность топлива; t — время; О — вектор скорости; VS = diVb — расхождение вектора скорости ; Р — давление; g — ускорение свободного падения; су — удельная теплоем­ кость топлива при постоянном объеме; q — вектор потока, для изотропной среды в соответствии с законом Фурье: q = —KVT (к — коэффициент теплопроводности); Т — темпера­ тура; х — касательное напряжение; р — вязкость; % — коэф­ фициент.

Поскольку решение данных уравнений без определенных допущений невозможно, применительно к вальцеванию вво­ дим упрощения: сначала решаем задачу установившегося изо­ термического течения несжимаемой жидкости в межвалковом зазоре, а затем, используя уравнение энергии при определен­ ных граничных условиях, считаем распределение температуры.

Сводя трехмерное движение к одномерному (скорость вдоль оси валков примерно на два порядка ниже, чем в пер­ пендикулярном направлении) и принимая ряд дополнительных упрощений (течение изотермическое, ламинарное с отсутстви­ ем гравитационных и инерционных сил), уравнение неразрыв­ ности и движения (4.58, 4.59) получаем в следующем виде:

a s x		д&у	= 0,
— - + — -
	дх	ду
дР _	fa2s x		a 2s xV
дх	— л + — л
	Р		д х i )
дР	fa2s v		CD го
----—Ц ---- ==-+---- ==-
ду		дх	дУ ))

(4.62)

(4.63)

	Далее, полагая,	что	и	пренебрежительно малы,
			дх	ду
и	принимая, что	дР	дР	уравнение (4.63) приводится
		—	> > — ,
к	виду:	дх	ду

260