ФЕДЕРАЛЬНОЕ ГОСУДАРСТВЕННОЕ БЮДЖЕТНОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ УЧРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ОБРАЗОВАНИЯ «НАЦИОНАЛЬНЫЙ ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ «МЭИ», АКЦИОНЕРНОЕ ОБЩЕСТВО «КРАСНОАРМЕЙСКИЙ НАУЧНОИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ МЕХАНИЗАЦИИ» На правах рукописи БАСКАКОВ ПАВЕЛ АЛЕКСАНДРОВИЧ РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ ИНДУКЦИОННО-РЕЗИСТИВНОГО НАГРЕВАТЕЛЯ ДЛЯ УНИЧТОЖЕНИЯ БОЕПРИПАСОВ Специальность 05.09.10 – Электротехнология ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный руководитель Заслуженный деятель науки РФ, д.т.н., профессор Кувалдин Александр Борисович Москва – 2015 2 СОДЕРЖАНИЕ ВВЕДЕНИЕ 5 ГЛАВА 1. ПРОБЛЕМА УНИЧТОЖЕНИЯ БОЕПРИПАСОВ. ЗАДАЧИ ДИССЕРТАЦИОННОЙ РАБОТЫ 1.1. Актуальность и технология уничтожения химических боеприпасов 10 10 1.2. Обзор электротермических установок для уничтожения боеприпасов 1.3. Определение исходных параметров локализатора 12 16 1.4. Выбор способа нагрева локализатора и схемы нагревателя 1.5. Анализ работ по расчету многослойных индукторов 18 22 1.6. Выбор метода решения и программных средств моделирования 1.6.1. Методы расчета электромагнитных и температурных полей 24 25 1.6.2. Методы расчета параметров течения воздуха 26 1.6.3. Методы и средства проектирования систем автоматического управления температурой 1.7. Постановка задач диссертационной работы 27 28 ГЛАВА 2. РАЗРАБОТКА МАТЕМАТИЧЕСКИХ МОДЕЛЕЙ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ, ТЕПЛОВЫХ И ГАЗОДИНАМИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В ИНДУКЦИОННО–РЕЗИСТИВНОМ НАГРЕВАТЕЛЕ 2.1. Конструктивная схема и работа ИРН 2.2. Постановка задач моделирования 31 31 32 2.3. Модель электромагнитных процессов в ИРН 2.3.1. Математическая модель электромагнитных процессов 35 37 2.3.2. Методика построения электромагнитной модели 2.3.3. Исследование свойств математической модели 41 43 2.3.4. Оценка погрешностей и проверка адекватности модели 2.3.5. Подпрограмма Multilayerсoil 46 47 2.4. Модель тепловых процессов в ИРН 2.4.1. Математическая модель тепловых процессов 2.4.2. Методика построения тепловой модели 2.4.3. Исследование свойств и проверка адекватности тепловой модели 2.5. Модель естественной конвекции 2.5.1. Математическая модель естественной конвекции 48 48 50 52 55 56 3 2.5.2. Методика построения газодинамической модели 2.5.3. Выбор модели течения воздуха 57 60 2.5.4. Исследование свойств и проверка адекватности модели 61 2.6. Модель вынужденной конвекции 64 2.7. Выводы по главе 2 69 ГЛАВА 3. ИССЛЕДОВАНИЕ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ, ТЕПЛОВЫХ И ГАЗОДИНАМИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В ИНДУКЦИОННОРЕЗИСТИВНОМ НАГРЕВАТЕЛЕ 3.1. Задачи исследования 71 71 3.2. Геометрия ИРН и методика проведения исследований 72 3.3. Исследование энергетических характеристик ИРН 74 3.3.1. Исследование влияния тока и частоты 3.3.2. Исследование влияния размеров индуктора 3.3.3. Исследование влияния размеров обмоточного провода 3.3.4. Оценка влияния магнитопровода 3.4. Исследование тепловых параметров ИРН 3.4.1. Исследование влияния параметров индуктора на 78 80 82 85 87 равномерность нагрева локализатора 91 3.4.2. Исследование пускового нагрева локализатора 92 3.5. Исследование естественной конвекции в ИРН 3.5.1. Исследование зависимости коэффициента теплоотдачи 94 от температуры локализатора 3.5.2. Исследование зависимости коэффициента теплоотдачи 94 от температуры и давления воздуха внутри камеры уничтожения 96 3.6. Исследование вынужденной конвекции в ИРН 3.7. Выводы по главе 3 98 102 ГЛАВА 4. РАЗРАБОТКА СТРУКТУРНОЙ МОДЕЛИ СИСТЕМЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ И ИССЕДОВАНИЕ РЕЖИМОВ РАБОТЫ ИНДУКЦИОННО-РЕЗИСТИВНОГО НАГРЕВАТЕЛЯ 104 4.1. Постановка задачи 4.2. Методика построения структурной модели ИРН 4.3. Исследование пускового режима нагрева 4.4. Исследование режима уничтожения боеприпасов 104 105 117 120 4 4.5. Проверка адекватности структурной модели 4.6. Выводы по главе 4 122 123 ГЛАВА 5. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК ИНДУКЦИОННО-РЕЗИСТИВНОГО НАГРЕВАТЕЛЯ 125 5.1. Цель исследования и описание экспериментального стенда 125 5.2. Порядок проведения экспериментов 127 5.3. Исследование электрических характеристик индуктора 5.4. Исследование температурных параметров локализатора 5.5. Исследование энергетических параметров индуктора 128 132 135 5.6. Исследование режимов работы нагревателя 137 5.7. Экспериментальное определение ресурса нагревателя 140 5.8. Разработка методики проектирования ИРН, апробация и возможности ее применения 5.9. Практическая реализация и внедрение нагревателей 142 147 5.10. Выводы по главе 5 150 ЗАКЛЮЧЕНИЕ 152 СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 154 ПРИЛОЖЕНИЕ А. Математическое моделирование взрывного нагружения локализатора при уничтожении боеприпасов 165 ПРИЛОЖЕНИЕ Б. Математическое моделирование экзотермического разложения взрывчатого вещества при его нагреве 167 ПРИЛОЖЕНИЕ В. Характеристики оборудования, использовавшегося в испытательном стенде 170 ПРИЛОЖЕНИЕ Г. Рекомендации по конструктивному оформлению и изготовлению нагревателя, выбору элементов систем питания, регулирования и охлаждения 172 ПРИЛОЖЕНИЕ Д. Акты внедрения диссертационной работы 176 5 ВВЕДЕНИЕ Одним из опаснейших средств массового поражения является химическое оружие, которое было запрещено принятием «Конвенции о запрещении разработки, производства, накопления и применения химического оружия и о его уничтожении» [1]. Ратифицировав Конвенцию в 1997 г., Россия обязалась уничтожить все запасы отравляющих веществ (ОВ), для чего была принята Федеральная целевая программа «Уничтожение запасов химического оружия в РФ» [2], надзор за выполнением и софинансирование которой осуществляет международная организация по запрещению химического оружия (ОЗХО). За время «холодной войны» в СССР было накоплено около 32 тыс. тонн отравляющих веществ нервно-паралитического действия (зоман, ви-икс), которыми снаряжены различные типы боеприпасов, хранящиеся более 30 лет. С каждым годом увеличивается количество аварийных (разгерметизированных) боеприпасов, что представляет серьезную угрозу для человека и окружающей среды [3]. В связи с этим актуальность уничтожения химического оружия в России обуславливается выполнением международных обязательств, а также предотвращением экологической катастрофы, которая может произойти при утечке ОВ из аварийных боеприпасов. Среди разновидностей химического оружия особое место по трудности уничтожения занимают боеприпасы сложной конструкции, снаряженные отравляющим веществом (ОВ) типа VX и разрывными зарядами из гексогенсодержащего взрывчатого вещества (ВВ) [4]. Из-за частичного разрушения корпусов боеприпасов и увеличения чувствительности ВВ к внешним воздействиям их невозможно безопасно разобрать, поэтому единственным способом их уничтожения является подрыв с предварительным извлечением ОВ из корпуса [5]. Данные особенности требуют создания специализированного оборудования, обеспечивающего автоматическое дистанционное уничтожение боеприпасов, защиту от взрыва и отравляющих веществ [6]. 6 Учитывая крайне высокую опасность химических боеприпасов, был принят способ уничтожения с использованием термического разложения ВВ при его нагреве до температуры 180–250 °С, при этом происходит взрыв с разрушением корпуса и частичной нейтрализацией остатков ОВ. Данный способ позволяет максимально автоматизировать уничтожение боеприпасов и полностью вывести людей из особо опасных операций. Ввиду отсутствия подобного оборудования, настоящая работа посвящена разработке нагревателя для нагрева и уничтожения боеприпасов с системами электропитания, охлаждения и регулирования температуры, который должен отвечать требованиям энергоэффективности, взрыво- и коррозионной стойкости, а также возможности уничтожения широкой номенклатуры боеприпасов с массой ВВ до 0,7 кг в тротиловом эквиваленте. В связи с этим целью диссертационной работы является разработка конструкции и методики расчета индукционно-резистивного нагревателя (ИРН) для уничтожения химических боеприпасов, а также определение режимов его работы и выработка рекомендаций по созданию и внедрению нагревателей. Для достижения поставленной цели в диссертационной работе были решены следующие задачи: 1. Выбран способ нагрева локализатора и конструкция нагревателя на основании требований к оборудованию для уничтожения химических боеприпасов. 2. Разработана математическая модель для анализа электромагнитных и тепловых процессов индукционно-резистивного нагревателя, а также выбора эффективных режимов его работы. 3. С помощью разработанных математических моделей исследованы электрические и тепловые процессы в ИРН, на основании чего выбраны основные параметры нагревателя. 4. Проведены экспериментальные исследования процессов в ИРН для подтверждения и уточнения теоретических результатов, полученных на математических моделях. 7 5. Разработана методика проектирования ИРН и выбраны основные технические параметры и режимы работы промышленного образца ИРН. 6. Промышленные образцы нагревателей внедрены на объектах по уничтожению химического оружия. В работе использовались методы исследования, основанные на положениях теории электромагнитного и теплового полей, а также газодинамики воздуха. Исследования электромагнитных, тепловых полей и конвекции проводились с помощью компьютерного моделирования в программном комплексе ANSYS методами математической физики и вычислительной математики. Синтез системы регулирования температуры и исследование режимов работы ИРН осуществлялись в программе MATLAB/Simulink. Проверка основных теоретических положений осуществлялась путем экспериментальных исследований на физических моделях и промышленных образцах с обработкой экспериментальных данных в программах EXCEL и MATHCAD. Научная новизна работы состоит в следующем: 1. Разработана электромагнитная математическая модель системы «индуктор - загрузка» отличающаяся тем, что многослойный индуктор выполнен из кабеля с металлической оболочкой, и проведены исследования электромагнитных и энергетических характеристик данной системы. 2. Разработана математическая модель теплового режима локализатора (загрузки), учитывающая условия стационарного и нестационарного теплообмена, предназначенная для подбора параметров и режимов работы нагревателя. 3. Разработаны математические модели для расчета охлаждения локализатора путем естественной конвекции и индуктора путем принудительной конвекции. С использованием этих моделей получены зависимости параметров тепловых режимов локализатора и индуктора. 4. Разработана имитационная модель теплового и электрического режима индукционно-резистивного нагревателя с системой регулирования температуры, учитывающая теплообменные процессы при уничтожении боеприпаса. Получены 8 зависимости температуры локализатора от времени уничтожения и массы взрывчатого вещества в боеприпасе и других факторов. Обоснованность и достоверность полученных в диссертационной работе научных результатов, выводов и рекомендаций обеспечивается корректным использованием применяемого математического аппарата, теории оптимального проектирования и методов математического моделирования. Справедливость выводов относительно адекватности предложенных математических моделей, достоверности, работоспособности и эффективности разработанного ИРН подтверждена результатами опытной и промышленной эксплуатации ИРН на объектах по уничтожению химического оружия. Практическая ценность состоит в следующем: 1. С использованием разработанных математических моделей проведены исследования и даны рекомендации по проектированию и выбору режимов работы ИРН, обеспечивающих энергоэффективность, заданное температурное распределение внутри локализатора, а также полное уничтожение боеприпасов. 2. Разработаны новые конструкции опытных и промышленных образцов ИРН (три типоразмера), прошедшие экспертизу промышленной безопасности и защищенные патентом РФ на изобретение. 3. Получены экспериментальные данные о параметрах уничтожения боеприпасов и ресурсе нагревателя при многократных подрывах, которые использованы для проектирования нагревателей. Результаты работы внедрены на трех объектах по уничтожению химического оружия в виде промышленных образцов ИРН, с использованием которых уничтожено более 100 000 реальных боеприпасов. Теоретические результаты, методика расчета и математические модели используются в АО «КНИИМ» при разработке многослойных индукторов промышленной частоты. Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались: на VIII–IX Международных научно–технических конференциях «Актуальные проблемы утилизации ракет и боеприпасов (Красноармейск, 2012, 9 2014), ХI, XIII Международных научно–практических интернет–конференциях «Энерго– и ресурсосбережение–XXI век» (Орел, 2013, 2015), ХIХ–XXI Международных научно–технических конференциях студентов и аспирантов «Радиоэлектроника, электротехника и энергетика» (Москва, 2013–2015), XLI Научно– технической конференции «Проектирование систем» (Москва, 2014), XV Всероссийской научно–технической конференции «Наука. Промышленность. Оборона» (Новосибирск, 2014), VII-VIII Всероссийских конференциях молодых ученых и специалистов «Будущее машиностроения России» (Москва, 2014–2015), VII Научно–практической конференции «Научно–технические аспекты обеспечения безопасности при уничтожении, хранении и транспортировке химического оружия» (Москва, 2014), ІV Всероссийской конференции «Химическое разоружение» (Ижевск, 2015). Работа выполнялась в рамках Федеральной целевой программы «Уничтожение запасов химического оружия в Российской Федерации» при выполнении ОКР «Блок-М» и ОКР «Примус» по государственным контрактам №110208.1003200.15.020 от 04.03.2011 г. и № 120208.1003200.15.021 от 24.02.2012 г. соответственно, что подтверждает ее актуальность. Основные теоретические и практические результаты диссертации опубликованы в 22 работах, среди которых 5 работ в ведущих рецензируемых изданиях, рекомендованных в действующем перечне ВАК, 15 –в материалах международных, всероссийских и межвузовских научно–практических конференциях, получен 1 патент РФ на изобретение. Диссертация состоит из введения, 5 глав, заключения, списка литературы из 92 наименований и приложений. Основной текст изложен на 165 страницах машинописного текста и включает 88 рисунков, 27 таблиц. Приложения размещены на 16 стр. 10 ГЛАВА 1. ПРОБЛЕМА УНИЧТОЖЕНИЯ БОЕПРИПАСОВ. ЗАДАЧИ ДИССЕРТАЦИОННОЙ РАБОТЫ 1.1. Актуальность и технология уничтожения химических боеприпасов Актуальность уничтожения ХО определяется, в первую очередь, выполнением требований Конвенции. Кроме этого, из-за длительного хранения у части боеприпасов нарушена герметичность, что ведет к утечкам ОВ, что делает высокоопасным дальнейшее их хранение [7]. Из всего многообразия ХО определенную долю составляют изделия кассетного типа, снаряженные боеприпасами сложной конструкции, которые имеют следующие особенности: – наличие в небольшом корпусе ВВ, ОВ, взрывателя и осколочных элементов; – наличие нескольких типоразмеров боеприпасов, отличающихся по массе, габаритам и конструкции; – наличие негерметичных (аварийных) боеприпасов; – невозможность разборки боеприпаса из-за высокой чувствительности ВВ к внешним воздействиям. Прежде всего, сложность и опасность уничтожения данных боеприпасов определяется наличием нервнопаралитических отравляющих веществ, таких как зарин, зоман, ви-икс. В связи с этим, в настоящей работе при проведении исследований использовался макет боеприпаса сложной конструкции (рис.1.1), который представляет собой двухслойный корпус длиной Lб = 450 мм, диаметром Dб = 76 мм и толщиной стенок 3 мм. Внутри корпуса размещается заряд ВВ массой 0,7 кг в тротиловом эквиваленте и взрыватель. Между наружной частью корпуса и зарядом ВВ имеется полость, имитирующая объем, заполняемый отравляющим веществом. 11 Рис. 1.1. Макет боеприпаса сложной конструкции: 1 – корпус; 2 – крышка; 3 – взрыватель; 4 – прокладки; 5 – заряд ВВ; 6– полость, имитирующая объем ОВ Для уничтожения химических боеприпасов предложено несколько методов: нейтрализационный, детонационный и термический [8]. Нейтрализационный метод основан на разрушении (вскрытии) корпуса боеприпаса с химической нейтрализацией ОВ, и используется установке Explosive Destruction System (EDS), разработанной в США [9]. Детонационный метод подразумевает подрыв боеприпаса от внешнего накладного заряда внутри взрывной камеры с нейтрализацией ОВ при воздействии высоких температур и давления. Данный метод реализован в японской установке Detonation of Ammunition in Vacuum Integrated Chamber (DAVINCH) и американской – Controlled Detonation Chamber (CDC) [10]. Недостатками нейтрализационного и детонационного методов является наличие большого количества ручных операций, связанных с подготовкой боеприпасов и выгрузкой осколков. Наиболее технологичным является термический метод уничтожения, основанный на разложении ВВ внутри боеприпаса при температурах 180–250°С, при котором происходит взрыв с разрушением корпуса и частичной нейтрализацией ОВ. Термический метод позволяет полностью исключить ручные операции и автоматизировать процесс уничтожения [11]. При термическом уничтожении обычных и химических боеприпасов используются следующие методы нагрева, показанные на рис. 1.2. Такие способы, как сжигание в доменных печах, в заброшенных нефтяных скважинах, угольных 12 шахтах, реактивных двигателях, а также при воздействии ядерного взрыва остаются только теоретическими, на практике они не реализованы. Рис. 1.2. Методы нагрева при термическом уничтожении боеприпасов Наибольшее распространение для уничтожения боеприпасов получил газовый нагрев в различных печах. Недостатком данного способа является то, что при сжигании образуется большое количество вредных выбросов, для улавливания которых требуются системы многоступенчатой очистки [7]. Для уничтожения взрывателей применяются лазерный и электродуговой методы, при которых вначале прожигается отверстия в корпусе боеприпаса, через которое выжигается ВВ [12,13]. Недостатком данных способов является незащищенность от взрыва, и вследствие этого, невозможность уничтожения боеприпасов массой ВВ более 50 г. К тому же, двухслойная конструкция боеприпасов сложной конструкции не позволяет прожечь отверстие данными способами. 1.2. Обзор электротермических установок для уничтожения боеприпасов Для уничтожения обычных видов боеприпасов широко используются индукционный нагрев, в частности для сплющивания пустых корпусов боеприпасов, выплавки ВВ из корпуса, термического уничтожения взрывателей [14,15]. 13 В СамарскомГТУ разработаны установки высокочастотного нагрева периодического и непрерывного действия для уничтожения огневой цепи взрывателя с массой ВВ 15 г. Установка периодического действия [16] с производительностью 100 шт/ч представляет собой проходную бронекамеру с индуктором (рис. 1.3), оснащенную механизмами загрузки и выгрузки взрывателей и блоком управления. Индуктор длиной 90 мм выполнен однослойным с 9 витками из медного профиля 10×10 мм. Внутренний диаметр индуктора 80 мм, внешний – 100 мм, заглубление взрывателя в индуктор 17,5 мм. Индуктор подключен к источнику питания повышенной частоты 1 кГц. Потребляемая мощность 20 кВт, расход электроэнергии на один взрыватель 0,15 кВт*ч, время нагрева 35 с. Рис. 1.3. Установка периодического действия для уничтожения взрывателей и конструкция индуктора: 1 – взрыватель; 2 – индуктор; 3 – бронекамера В установке непрерывного действия, показанной на рис. 1.4, для уничтожения взрывателей применяется зонально-непрерывный нагрев, при котором индуктор охватывает лишь ту часть изделия, где размещено ВВ [17]. Установка, представляет собой цепной транспортер с гнездами для размещения взрывателей и щелевой водоохлаждаемый индуктор длиной 1 м из медного профиля 30×15 мм с питанием от сети повышенной частоты 8 кГц. Взрыватели загружаются в гнезда транспортера и транспортируются в зону нагрева. Проходя через щелевой индуктор, взрыватели нагреваются и поступают 14 в зону подрыва, оснащенную защитным экраном, где происходит их уничтожение. Рис. 1.4. Установка непрерывного действия для уничтожения взрывателей и конструкция индуктора: 1 – взрыватель; 2 – индуктор; 3 – защитный экран При оценке применимости индукционного нагрева для уничтожения боеприпасов сложной конструкции в АО «КНИИМ» проведены эксперименты по нагреву макетов в индукторе (рис. 1.5), который представляет трубу Ø120×6 мм из стали 12Х18Н10Т, на которую намотана многослойная обмотка (340 витков) из провода сечением 10 мм2. Индуктор подключается к источнику питания с возможностью регулирования тока от 38 до 80 А и напряжения от 65 до 120 В. Исходя из полученных данных (рис. 1.5), при индукционном нагреве обеспечиваются требуемые температуры внутри боеприпаса (более 250°С). Рис. 1.5. Индуктор с системой питания и графики нагрева боеприпаса При всех преимуществах индукционного нагрева он не может использоваться для уничтожения боеприпасов сложной конструкции из-за быстрого разрушения индуктора при взрыве. 15 Резистивный способ нагрева для уничтожения химических боеприпасов с массой ВВ не более 2,5 кг реализован в установке Static Detonation Chamber, разработанной шведской фирмой Dynasafe AB [18]. Установка, представленная на рис. 1.6, состоит из толстостенной двухслойной биконической камеры объемом 4,5 м3, обогреваемой резистивными нагревателями с суммарной потребляемой мощностью 200 кВт, внутри которой накапливаются осколки, имеющие температуру 500–550°C. Рис. 1.6. Общий вид установки и разрез камеры: 1 – внутренняя камера; 2 – внешняя камера; 3 – резистивные нагреватели; 4 – кожух; 5 – осколки Недостатком установки является большой расход электроэнергии, а также большие габариты. Кроме этого, для полной нейтрализации ОВ необходимо длительное прокаливание осколков внутри камеры. Учитывая особенности боеприпасов сложной конструкции и недостатки существующего оборудования в России принята технология уничтожения (рис. 1.7), включающая разборку кассетного изделия, извлечение боеприпасов сложной конструкции, вскрытие корпуса и удаление ОВ, нагрев боеприпаса с разложение и взрывом ВВ [19]. Образующиеся после взрыва осколки проходят термическую обработку и отправляются на утилизацию, газообразные продукты взрыва после очистки выбрасываются в атмосферу. 16 Рис. 1.7. Технологическая схема уничтожения боеприпасов Из всего комплекса оборудования наиболее сложным и ответственным элементом является камера уничтожения, включающая нагреватель с блоками охлаждения, питания и управления, системы дегазации, отбора проб, блоков вакуумирования, видеонаблюдения и контроля уничтожения. Наиболее ответственным узлом камеры является нагреватель с системами питания, охлаждения и регулирования температуры, разработке и исследованию которых посвящена настоящая работа. 1.3. Определение исходных параметров локализатора Для многократного уничтожения боеприпасов сложной конструкции нагреватель должен иметь защиту от поражающих факторов взрыва, к которым относятся ударная волна, повышенная температура и высокоскоростные осколки. Одним из средств защиты от взрыва является использование локализатора в виде толстостенной трубы, во внутреннее отверстие которой помещается уничтожаемый боеприпас (рис. 1.8) [20]. При большой толщине стенок локализатора нагрев боеприпаса осуществляется косвенно за счет теплопередачи. Для определения габаритных размеров локализатора проведено моделирование взрывного нагружения (Приложение А). 17 Рис. 1.8. Локализатор взрыва В результате моделирования выбраны следующие размеры локализатора: – длина L = 700 мм; – внутренний диаметр Dвн = 250 мм; – наружный диаметр Dнар = 450 мм; – максимальная толщина стенки Smax = 120 мм; – минимальная толщина стенки Smin = 60 мм. Выбор локализатора с переменной толщиной стенок: максимальной – в месте под боеприпасом, и минимальной – в верхней части, позволил при его массе 500 кг обеспечить высокий ресурс. Кроме этого, на ресурс влияет материал локализатора, который должен иметь высокие механические свойства при повышенных температурах, коррозионную стойкость и, учитывая ограниченный ресурс локализатора, низкую стоимость. В результате сравнения различных марок стали (табл. 1.1), выбрана жаростойкая сталь 15ХМ, имеющая низкую стоимость и высокие механические свойства. Таблица 1.1. Сравнение марок стали для локализатора [21] Сталь Предел текучести при 500°С, МПа 15ХМ 265 12Х18Н10Т 152 16ГС 175 Балл коррозионной стойкости в морской воде 6 4 8 Балл жаростойкости на воздухе при 650°С 1–2 2–3 1 ОтносиЦена, за тельная 1 т., тыс. магнитная руб. проницаемость 100 320 1 610 600 180 18 Для повышения прочностных свойств локализатор подвергается термической обработке, включающей закалку с последующим отпуском. В работе [22] показано, что при термической обработке в исходной структуре стали 15ХМ (перлит + цементит) появляется мартенсит, что ведет к снижению ее магнитных свойств. Ввиду отсутствия справочных данных, совместно с Институтом физики металлов им. М.Н. Михеева УрО РАН (г. Екатеринбург) проведены исследования закаленных образцов из стали 15ХМ на магнитоизмерительном комплексе Remagraph C-500 фирмы Dr. Steingroever GmbH. В результате получена экспериментальная кривая намагничивания B(H) (рис. 1.9) при температуре 25°С, которая задавалась в электромагнитной модели. Для определения температурных параметров локализатора, обеспечивающих заданную производительность уничтожения (5–6 шт/ч), проведены расчеты кинетики разложения ВВ при его нагреве (Приложение Б). Установлено, что для уничтожения боеприпаса за 5–6 мин температура внутри локализатора должна составлять Тлок = (450 ± 20)°С, Рис. 1.9. Экспериментальные зависимости B(H) и µ(Н) для стали 15ХМ при этом для полной детонации перепад температуры по длине боеприпаса не должен превышать 50°С. 1.4. Выбор способа нагрева локализатора и схемы нагревателя Исходя из требований к оборудованию для уничтожения химических боеприпасов, нагреватель, кроме заданных параметров нагрева локализатора, должен отвечать следующим основными требованиям [23, 24]: – безопасность уничтожения боеприпасов; 19 –автоматизация процесса уничтожения с полным исключением ручных операций; – возможность уничтожения всей номенклатуры боеприпасов сложной конструкции с массой взрывчатого вещества до 0,7 кг в тротиловом эквиваленте; – простота, надежность и высокий эксплуатационный ресурс нагревателя; – низкие затраты энергии на уничтожение боеприпасов; – минимальные капитальные и эксплуатационные затраты; – возможность оперативной замены изношенных деталей для восстановления работоспособности нагревателя. Для выполнения данных требований рассматривалось несколько вариантов нагревателей (рис. 1.10). При контактном резистивном нагреве (рис. 1.10, а) требуется температура спирали порядка 1000°С, что увеличивает тепловые потери и, тем самым, снижает энергоэффективность и требует хорошей теплоизоляции. Кроме этого, нагревательная спираль имеет малую механическую прочность и стойкость к динамическим нагрузкам. а) б) в) Рис. 1.10. Схемы нагревателей: резистивный (а), индукционный (б), индукционно-резистивный (в) Для повышения надежности нагревателя необходимо использовать бесконтактные способы нагрева. Индукционный однослойный индуктор (рис. 1.10, б) обеспечивает требуемое качество нагрева локализатора, но при этом практически обязательно применение повышенной частоты и, следовательно, преобразователя частоты, что экономически невыгодно при ограниченном ресурсе нагревателя. Для индукционного нагрева локализатора при выбранных его параметрах эффективно применение промышленной частоты 50 Гц [25]. Это исключает ис- 20 пользование дорогих и сложных преобразователей частоты, упрощает конструкцию и повышает надежность. Однако, для повышения напряжения на индукторе на данной частоте необходимо увеличить число витков, что приводит к использованию многослойной обмотки. По требованиям безопасности недопустимо применение водяного охлаждения индуктора и поэтому был принят комбинированный индукционно-резистивный нагреватель (рис. 1.10, в) с принудительным воздушным охлаждением многослойного индуктора. Его преимущество заключается в том, что часть резистивного тепла, выделяющегося в индукторе, идет на создание теплового экрана вокруг локализатора, что повышает энергоэффективность нагревателя [26]. Исходя из условий эксплуатации, индуктор должен выдерживать температуры до 400°С, иметь высокую механическую прочность, стойкость к вибрациям, химическую стойкость к щелочным дегазирующим рецептурам и коррозионноактивным продуктам взрыва, содержащим фтор-, хлор- и серосодержащие соединения [27]. Обзор традиционных высокотемпературных обмоточных проводов, приведенный в табл. 1.2 показал, что они имеют низкий ресурс при высоких температурах и низкую коррозионную стойкость. Таблица 1.2. Типы высокотемпературных обмоточных проводов [28] Марка Материал изоляции и оболочки Стекловолокно с кремПСДКТ нийорганической пропиткой ПОЖ– Стекловолокно с органо700 силикатной пропиткой ПЭЖБ– Стеклоэмаль 700 Энерго- Стекловолокно с оболочтерм– кой из слюдосодержащих 600 лент и стеклонити Предельная тем- Суммарная продолпература экс- жительность эксплуатации, °С плуатации 400°С, ч 200 50 700 10000 700 6000 600 4000 21 В связи с этим, совместно с заводом ОАО «Кирскабель» (г. Кирс, Кировская область) для индуктора разработан специальный провод (рис. 1.11), который представляет собой жилу сечением 36 мм2 из бескислородной меди, вокруг которой находится минеральная изоляция – оксид магния (периклаз), снаружи провод имеет оболочку из нержавеющей стали. Провод имеет высокую прочность на изгиб, сплющивание, свивание и сохраняет, за счёт запрессованного изоляционного материала, относительное расположение жилы и оболочки при механических нагрузках. Кроме этого, кабель имеет высокую пластичность и минимальный радиус изгиба 150 мм, что позволяет навивать его на малые диаметры [29]. Для обеспечения высокого коэффициента заполнения индуктора (0,8–0,92) провод имеет квадратное сечение с наружными размерами 10 × 10 мм [30]. Данный провод серийно не выпускается и был изготовлен по специальному заказу в небольших объемах, поэтому его размеры выбирались, исходя из существующих технологических возможностей изготовления на ОАО «Кирскабель». Провод изготавливается многократным волочением, при котором происходит пластическая деформация (до 70%) жилы и оболочки с уменьшением поперечных размеров и увеличением длины. Рис. 1.11. Разрез обмоточного провода (размеры в мм) Деформация ведет к изменению кристаллической решетки материалов и, следовательно, их физических свойств. На основании данных [31, 32] изначально 22 немагнитная сталь 08Х18Н10Т при пластическом деформировании, за счет превращения нестабильного аустенита в мартенсит приобретает магнитные свойства. Для определении магнитных свойств оболочки совместно с Институтом физики металлов им. М.Н. Михеева УрО РАН (г. Екатеринбург) проведено исследование содержания ферритной фазы в оболочке провода с использованием ферритометра ФХ и магнитного мультитестера ММТ-3. Установлено, что содержание ферритной фазы в оболочке достигает 4%, вследствие чего она имеет слабые магнитные свойства (относительная магнитная проницаемость µ = 2,5). 1.5. Анализ работ по расчету многослойных индукторов Индукционный нагрев имеет ряд преимуществ по сравнению с другими видами нагрева: высокая удельная поверхностная мощность, высокая скорость нагрева, высокие тепловой и электрический КПД, простота управления и возможность полной автоматизации процесса. Однако, его недостатком является сложность получения сквозного равномерного нагрева массивного изделия (локализатора). Равномерность нагрева локализатора зависит от конфигурации индуктора, электро- и теплофизических свойств локализатора, а также краевых эффектов [33]. Особенно ярко краевые эффекты проявляются в многослойном индукторе, в котором проводники, находится не только в собственном переменном магнитном поле, но и в поле других проводников. Это приводит к сложному перераспределению плотности тока по слоям индуктора при сохранении того же значения полного тока. За счет вытеснения тока на внутреннюю поверхность внутреннего слоя индуктора, в нем наблюдаются наибольшее активное сопротивление и электрические потери [34]. У многовитковых индукторов можно выделить регулярную зону, в которой преобладает аксиальная составляющая напряженности магнитного поля, и краевые зоны, где преобладает радиальная составляющая. При приближении к краю 23 индуктора потери сначала уменьшаются из-за снижения тангенциальной составляющей, а затем увеличиваются из-за потерь от радиальной составляющей, при этом потери в крайних витках могут быть в 2–3 раза больше, чем в регулярной части [34]. Исследованию многослойных индукторов посвящено много работ [35–37], в которых преимущественно рассматриваются вопросы их энергоэффективности. Большинство работ посвящено выбору оптимальных размеров и конструкции водоохлаждамых индукторов. Например, А.К. Северяниным для снижения потерь в индукторе предложено использовать биметаллические токопроводы, состоящие из сплошной медной токонесущей шины, к которой припаяна трубка охлаждения из материала с высоким удельным сопротивлением (нержавеющая сталь или мельхиор). Для снижения потерь в наиболее нагруженных внутренних витках обмотки В.С. Немковым предложено использовать переменную ширину проводников по слоям, увеличивающуюся от наружного слоя к внутреннему, и переменную толщину, увеличивающуюся от внутреннего к наружному слою. Расчет электромагнитного поля и потерь в многослойных индукторах представляет довольно сложную задачу. Электрические потери в индукторе, главным образом, зависят от конструкции и размеров обмотки, конфигурации сечения провода и электрических свойств материала провода. Согласно инженерным методикам, многослойный индуктор рассчитывается как эквивалентный однослойный с суммарным числом витков и активным сопротивлением, что вносит большую погрешность в расчет [38]. Исследование индукторов с многослойной обмоткой из провода с металлической защитной оболочкой вообще не проводилось, ввиду своей сложности и малого распространения в промышленности. Большинство существующих индукторов имеет водяное охлаждение, реже воздушное, расчет которых осуществляется на основе уравнений гидродинамики и подобия. Работы по исследованию принудительного воздушного охлаждения многослойных индукторов отсутствуют. 24 Таким образом, для выбора конструкции нагревателя и определения его параметров необходимо решить ряд сложных взаимосвязанных задач, а именно: электромагнитной, тепловой и газодинамической для естественного охлаждения локализатора и принудительного охлаждения многослойного индуктора. Ввиду многофакторности и нелинейности данных задач для их решения целесообразно применять методы математического моделирования. 1.6. Выбор метода решения и программных средств моделирования Для определения электромагнитных, тепловых и газодинамических параметров нагревателя необходимо решить ряд дифференциальных уравнений, для чего могут использоваться аналитические и численные методы. Достоинством аналитических методов расчета являются простота и удобство анализа результатов. Недостатки: невозможность создания многомерной модели, учета краевого эффекта и нелинейности системы и ее свойств. Численный расчет для исследования сложных процессов незаменим в тех случаях, когда натурный эксперимент невозможен или затруднен, при этом вычислительный эксперимент отличается от натурного, неограниченным объемом получаемой информации, а также возможностью исследования широкого диапазона конструктивных параметров, режимов работы и физических свойств материалов. Особенностью вычислительного эксперимента является повторяемость результатов, отсутствие случайной ошибки, связанной с действием неучтенных факторов. К тому же, вычислительный эксперимент гораздо дешевле для проведения, чем натурный – не расходуются охлаждающая вода, электроэнергия и расходные материалы, не требуется наличие объекта исследования, оборудования и оснастки, наконец, цена ошибки – потерянное машинное время, а не порча дорогостоящего оборудования. В связи с этим в дальнейшем будут рассматриваться только численные методы расчёта. 25 1.6.1. Методы расчета электромагнитных и температурных полей Все численные методы расчета электромагнитных и тепловых полей, возникающих при индукционном нагреве, основаны на решении дифференциальных уравнений Максвелла и Фурье с соответствующими граничными условиями [39]. В настоящее время используют три основных метода численного решения дифференциальных уравнений в частных производных: конечных разностей (МКР), конечных элементов (МКЭ), интегральных уравнений (МИУ) [40]. Любой из указанных методов основан на разбиении исследуемой области с помощью сетки с ячейками той или иной формы на мелкие, простые элементы, поведение поля в которых может быть описано не дифференциальными уравнениями в частных производных, а простыми алгебраическими аппроксимациями. При расчете учитывается взаимодействие только близлежащих элементов, что соответствует теории близкодействия, описывающей распространение полей от точки к точке, их преломление и отражение на границах сред. Большинство коммерческих программ для моделирования электромагнитных и тепловых полей, например ELCUT, FLUX, JMAG, АNSYS основаны на МКЭ и имеют эффективные вычислительные алгоритмы и сверхмощный математический аппарат. В отечественном пакете ELCUT есть возможность решения в двумерной постановке электромагнитной, тепловой задач, правда только последовательно, что не позволяет автоматически учитывать изменения физических свойств материалов в процессе нагрева. ELCUT не позволяет моделировать трехмерные объекты, однако, большинство устройств индукционного нагрева являются осесимметричными телами вращения, с которыми ELCUT довольно легко справляется. Преимуществом ELCUT является наличие русскоязычной версии и документации, большое количество примеров, развитые возможности по обработке результатов расчета (расчет индуктивностей, емкостей, усилий и т. п.) [41]. Программа JMAG–Designer, разработанная японской фирмой JSOL, позволяет моделировать широкий круг задач, в том числе сопряженных электро- 26 тепловых, в двухмерной и трёхмерной постановках, включающих сложную геометрию и различные материалы с нелинейной зависимостью свойств от температуры. В JMAG реализуется системный подход, к моделированию, включающий большой набор функций для создания сеток различного назначения, задания внешней электрической схемы, широкий набор граничных условий и материалов. JMAG считает тепловую задачу только в 3D, но ее можно совместить с 2D электромагнитной. В программе предусмотрена коррекция кривой намагничивания в зависимости от температуры. Наиболее эффективен JMAG для решения 3D задач, так как обладает высокой скоростью расчета [42]. ANSYS занимает лидирующие позиции на рынке средств конечноэлементного моделирования и имеет большие возможности для решения широкого класса задач. Одним из основных достоинств пакета ANSYS является наличие встроенного алгоритмического языка APDL. Интуитивная ясность и простота в сочетании с широкими функциональными возможностями позволили APDL превратиться в мощное средство автоматизации численного анализа. Программный продукт ANSYS обладает удобным и гибким пользовательским интерфейсом. Главным недостатком ANSYS являются повышенные требования, предъявляемые к аппаратному обеспечению для получения приемлемой скорости вычисления [43]. В связи с разнообразием программ, решающим при выборе конкретной программы является доступность. В данной работе предпочтение отдано программному комплексу ANSYS, в силу его универсальности и доступности для автора. 1.6.2. Методы расчета параметров течения воздуха Для расчета параметров течения при различных условиях обтекания и изменении физических свойств воздуха применяются современные методы вычислительной газодинамики с применением, например, такого программного обеспечения, как STAR–СD, FLUENT, ANSYS CFX. Данные программы позволяют строить модели, которые представляют собой физико-математическое цифровое представление исследуемого объекта и/или процесса, основанное на численном реше- 27 нии системы уравнений Навье-Стокса, сохранения энергии, массы и движения [44]. Математические модели, заложенная в программу, позволяют задавать различные модели течения, постановку задачи (двух-, трехмерная), режим течения (стационарный, нестационарный), вид жидкости (ньютоновская, вязкая и т.д.), сжимаемость, многофазность, химические реакции, тепло- и массообмен и др., а также начальные и граничные условия. Программа позволяет производить одновременно согласованный расчет полей температур, скоростей и давлений для всех составляющих исследуемого объекта, что позволяет избежать необходимости в упрощении совместных физических процессов. Модели вычислительной газодинамики обладают высокой точностью и большой информативностью. Поэтому, вычислительный эксперимент на их основе приближается по своим качествам к натурному эксперименту. При расчете низкоскоростных течений наибольшее распространение получил пакет ANSYS CFX, который использует трехмерную, неструктурированную сетку конечных объемов и имеет широкий выбор моделей течения. 1.6.3. Методы и средства проектирования систем автоматического управления температурой Развитие вычислительной техники и соответствующего программного обеспечения открывают новые возможности по созданию математических моделей электротермических установок, основанных на принципах имитационного моделирования нелинейных динамических систем и устройств, представленных блоксхемой. В настоящее время существует несколько пакетов схемотехнического моделирования: OrCad, Micro Cap, Electronic Work Bench и т. п. Данные пакеты, в основном, ориентированы на разработку электронных схем и не позволяют в полной мере моделировать преобразователь энергии совместно с электротермической установкой [45]. 28 В этом смысле инструмент моделирования динамических систем Simulink пакета Matlab, совместно с библиотекой электротехнических блоков Sim Power System (SPS), выгодно отличается от пакетов схемотехнического моделирования. При моделировании электротермических установок силовая часть установки создается при помощи блоков библиотеки SPS, а модель установки и система управления – из блоков библиотеки Simulink. Она включает в себя обширную библиотеку блоков (непрерывные элементы, дискретные элементы, математические функции, нелинейные элементы, источники сигналов, средства отображения, дополнительные блоки), которые можно использовать для моделирования систем [46]. Simulink автоматизирует наиболее трудоемкий этап моделирования: он составляет и решает сложные системы алгебраических и дифференциальных уравнений, описывающих заданную модель, обеспечивая удобный наглядный визуальный контроль за поведением установки. Построенный по единым принципам для разных предметных областей, Matlab одновременно является и операционной средой, и языком программирования. Распространения пакета Мatlab обусловлено большим набором средств для решения сложных задач. В ходе моделирования имеется возможность следить за процессами, происходящими в системе. Для этого используются специальные устройства наблюдения, входящие в состав библиотеки Simulink. Результаты моделирования могут быть представлены в виде графиков или таблиц. Одним из достоинств системы Matlab является возможность взаимодействия всех его подсистем через общее «рабочее пространство», в котором одна подсистема может использовать результаты вычислений, выполненных в другой подсистеме. 1.7. Постановка задач диссертационной работы Проведённый обзор методов и оборудования для уничтожения боеприпасов, показал, что наиболее эффективным и безопасным является термический метод. 29 Однако, из-за специфики химических боеприпасов существующие электротермические установки не могут быть использованы. Также из обзора выявлено, что для уничтожения боеприпасов сложной конструкции необходима специальная камера, основным элементом которой является нагреватель с локализатором взрыва. Исходя из условий уничтожения боеприпасов, сформулированы требования к нагревателю. На основании кинетики разложения ВВ и прочностных расчетов выбраны размеры, материал и температурные параметры локализатора. Исследованы магнитные свойства материала локализатора. Рассмотрены различные схемы нагрева локализатора, в результате выбран индукторно-резистивный нагреватель с многослойной обмоткой. Проведен обзор традиционных обмоточных проводов для индуктора. Разработана конструкция обмоточного провода с металлической защитной оболочкой, обеспечивающей требуемые параметры работы. Исследованы магнитные свойства оболочки. Рассмотрены основные процессы, происходящие в многослойных индукторах, и методы их моделирования и расчета. Анализ литературы показал, что отсутствует методика расчета многослойных индукторов, учитывающая влияние металлической оболочки кабеля на энергетические характеристики, а также условия конвективного охлаждения локализатора и индуктора. Вследствие этого, целью диссертационной работы является: разработка конструкции и методики расчета индукционно-резистивных нагревателей для уничтожения боеприпасов, исследование электромагнитных и тепловых параметров, режимов работы нагревателя и выработка рекомендаций по их созданию и внедрению. Задачи, решаемые в диссертационной работе, могут быть сформулированы следующим образом: 1. Выбор типа нагрева и конструкции нагревателя на основе требований к оборудованию для уничтожения химических боеприпасов. 30 2. Разработка математических моделей для анализа электромагнитных и тепловых процессов индукционно-резистивного нагревателя, а также выбора эффективных режимов его работы. 3. Исследование электрических и тепловых параметров ИРН с помощью разработанных математических моделей для выбора параметров нагревателя. 4. Проведение экспериментальных исследований опытного образца ИРН для подтверждения и уточнения теоретических результатов, полученных на математических моделях. 5. Разработка методики проектирования, выбор основных технических решений и режимов работы для промышленных образцов ИРН. 6. Внедрение промышленных нагревателей на объектах по уничтожению химического оружия. 31 ГЛАВА 2. РАЗРАБОТКА МАТЕМАТИЧЕСКИХ МОДЕЛЕЙ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ, ТЕПЛОВЫХ И ГАЗОДИНАМИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В ИНДУКЦИОННО–РЕЗИСТИВНОМ НАГРЕВАТЕЛЕ 2.1. Конструктивная схема и работа ИРН Исходя из размеров локализатора (рис. 1.8), разработана конструктивная схема нагревателя (рис. 2.1), включающая индуктор, защитный кожух, систему воздушного охлаждения, опоры. Индуктор размещается внутри защитного кожуха из нержавеющей немагнитной стали. Внутри защитного кожуха между слоями обмотки размещается система охлаждения, в которую подается охлаждающий воздух. Охлаждающий воздух проходит между витками обмотки, нагревается и выходит через патрубок защитного кожуха в систему очистки. Для снижения динамических нагрузок на индуктор между локализатором и защитным кожухом имеется радиальный зазор δ, кроме этого, кожух и локализатор имеют независимые опоры, закрепленные на общем основании [47]. Рис. 2.1. Конструкция ИРН: 1 – локализатор; 2 – индуктор; 3 – защитный кожух; 4 – уничтожаемый боеприпас; 5 – система охлаждения Работа ИРН осуществляется следующим образом: вначале производится пусковой нагрев локализатора до требуемой температуры 450°С, который, по ре- 32 зультатам испытаний, длится порядка 5–6 ч, затем начинается уничтожение боеприпасов (рис. 2.2). Уничтожение боеприпасов происходит поштучно, при этом они последовательно загружаются в локализатор, нагреваются и взрываются, после чего локализатор очищается от осколков. Для достижения заданной производительности уничтожения 5–6 шт/ч время цикла уничтожения одного боеприпаса tц1 не должно превышать 10 мин, из них 3–4 мин на выдержку, выгрузку осколков и загрузку следующего боеприпаса, и 5–6 мин на нагрев. Работа нагревателя осуществляется круглосуточно до исчерпания ресурса локализатора и может продолжаться 100 – 300 ч в зависимости от типа уничтожаемых боеприпасов. После замены локализатора производится повторный пусковой нагрев, и режим уничтожения продолжается. Ресурсные испытания (Глава 5) показали, что нагреватель может выдержать до 7000 подрывов, поэтому его замена производится намного реже, чем замена локализатора. Особенностью работы ИРН является то, что на нагрев боеприпаса расходуется тепловая мощность локализатора Рнагр, а при уничтожении поглощается часть тепловой энергии взрыва Рвзр , что определяет двухсторонний нагрев локализатора. Рис. 2.2. Циклограмма работы ИРН: 1 – температура локализатора, 2 – температура боеприпаса 2.2. Постановка задач моделирования Индукционно-резистивный нагреватель является сложным техническим объектом, в котором протекают физические явления различной природы. Основ- 33 ными процессами считаются электромагнитные, тепловые и газодинамические. Для определения параметров нагревателя, обеспечивающих требуемое качество нагрева локализатора, необходимо разработать математические модели вышеперечисленных процессов. Для решения поставленных задач предложен следующий алгоритм моделирования (рис. 2.3). По заданным параметрам локализатора выбираются начальные параметры индуктора, производится расчет электромагнитных полей и вычисляется мощность тепловыделения в локализаторе и индукторе. По найденной мощности тепловыделения решается газодинамическая задача естественной и вынужденной конвекции, и определяются коэффициенты теплоотдачи локализатора и индуктора. Используя мощность тепловыделения и граничные условия теплообмена, решается тепловая задача, и определяются температурные поля. Затем происходит пересчет электромагнитной задачи с учетом изменения электрофизических свойств от температуры и передача мощности тепловыделения в тепловую задачу. Расчет останавливается при достижении заданного времени или температуры нагрева. Полученное температурное поле в локализаторе сравнивается с требуемым для уничтожения боеприпаса. При несоответствии полей корректируются параметры индуктора, и производится повторный расчет. После подбора параметров индуктора, обеспечивающих требуемый нагрев локализатора, строиться структурная модель системы регулирования, с использованием которой исследуются режимы работы нагревателя с учетом теплообменных процессов при уничтожении боеприпасов. В современных программах используется принцип визуального моделирования, который не требует решения дифференциальных уравнений и, независимо от класса модели, подразумевает выполнение следующих действий: 1. Создание геометрической модели по предварительно выбранным размерам. 2. Выбор допущений, описывающих физические процессы в модели. 3. Построение сетки конечных элементов. 4. Задание физических свойств материалов в элементах модели. 34 5. Задание граничных и начальных условий. 6. Исследование свойств модели с целью выбора размеров расчетной области, типа и размеров конечных элементов. Рис. 2.3. Алгоритм моделирования процессов в ИРН 2.3. Модель электромагнитных процессов в ИРН При индукционном нагреве одновременно протекают электромагнитные и тепловые процессы, поэтому для их анализа применяются комбинированные электротепловые модели [48], которые учитывают изменение физических свойств материалов при нагреве. Задачей математического моделирования является определение интегральных и дифференциальных характеристик электромагнитных и тепловых полей, а именно: распределение мощности тепловыделения, плотности тока, индукции и напряженности электромагнитного поля, температуры и теплового потока. 35 Алгоритм решения связанных электромагнитной и тепловой задач представляет собой последовательную итерационную процедуру, включающую: 1. Решение электромагнитной задачи при начальной температуре и вычисление источников тепла в модели. 2. Передача мощности тепловыделения в тепловую задачу. 3. Решение тепловой задачи при начальной температуре с определением температурного поля в модели. 4. Изменение текущего времени расчета на величину шага по времени. 5. Передача температурного поля в электромагнитную задачу и ее пересчет с откорректированными электрофизическими свойствами материалов. 6. Передача вычисленной мощности тепловыделения в тепловую задачу. 7. Окончание моделирования при достижении заданного времени нагрева или температуры. Процесс нагрева делится на временные интервалы, в пределах которых распределение источников тепла и физические свойства материала считаются постоянными. Для моделирования электромагнитной и тепловой задач использовался программный комплекс ANSYS. 2.3.1. Математическая модель электромагнитных процессов Моделирование электромагнитных полей заключается в решении уравнений Максвелла и определении векторного магнитного потенциала, на основании которого производится расчет остальных неизвестных величин (напряженности, индукции, плотности тока). Независимо от реализации в конкретном пакете программ уравнение Максвелла представляется в виде [49]: rotH J где: D B ; rotE ; divB 0; divE 0 , (2.1) – вектор напряжённости магнитного поля; J E J s J e – плотность то- ка проводимости, включающая в себя соответственно сторонние токи от источни- 36 ка и наведённые вихревые токи; D 0 E – плотность тока смещения; τ– время; – вектор напряжённости электрического поля; B 0 H – вектор магнитной индукции; σ – удельная проводимость; µ0,µ – магнитная проницаемость вакуума и относительная магнитная проницаемость соответственно; ε0,ε – диэлектрическая проницаемость вакуума и относительная диэлектрическая проницаемость соответственно. Пренебрегая плотностью тока смещения D при индукционном нагреве ферромагнитных сталей на промышленной частоте, ур. (2.1) можно записать в виде: rotH J (2.2) Для численного решения вводятся векторный магнитный потенциал и скалярный электрический потенциал , удовлетворяющие следующим услови- ям: B rotA; E A V d (2.3) Из системы уравнений Максвелла, с учетом принятых допущений, для проводящих областей можно записать следующую систему дифференциальных уравнений: rot 1 0 rotA 1 0 divA A V 0 A div V 0 для непроводящих областей используется только одно уравнение: 1 1 rot rotA divA J s 0 0 (2.4) (2.5) Для нахождения неизвестных при синусоидальном токе в установившемся режиме решается следующее дифференциальное уравнение: K jC g Ji , (2.6) где: Ae – магнитный векторный потенциал в узлах; ve Vdt – интегрированный по времени скалярный электрический потенциал; C и K – матрицы коэффициен- JA Ae – матрица степеней свободы; J i t – матрица воздействий. I ve тов; g 37 После решения дифференциальных ур. (1.11) или (1.12) с учетом граничных условий может быть найдена магнитная индукция: B rotN AT Ae , (2.7) где: NA – функция формы элемента. Далее легко может быть найдена и напряженность магнитного поля: B H 0 (2.8) Вихревая составляющая полного тока определяется как: A 1 n T J e N A Ae , (2.9) n i 1 где: n – количество точек интегрирования; Ae – производная магнитного векторного потенциала по времени. Плотности тока от источника определяются как: 1 n J s divV N TVe , n i 1 где: Ve – скалярный векторный потенциал; N – функция формы элемента. (2.10) Для элементов, обладающих ненулевым сопротивлением и ненулевой плотностью, протекающих через них токов, могут быть найдены потери в них по закону Джоуля-Ленца: 1 n P J ti / , n i 1 j (2.11) где: Pj – выделяемая в объеме мощность; Jti – полная плотность тока в точке интегрирования i. 2.3.2. Методика построения электромагнитной модели При построении геометрической модели принято допущение, что рассматривается только половина нагревателя в осесимметричной двухмерной постановке (рис. 2.4). Правомерность данного допущения определяется тем, что нагреватель имеет продольную и поперечную плоскости симметрии и толщина стенки локализатора больше глубины проникновения электромагнитной волны в сталь на промышленной частоте [50]. 38 Исходя из физической сущности рассматриваемой задачи, при создании математической модели был принят ряд допущений, позволяющих получить удовлетворительную точность при малом времени вычислений: – расчет выполняется для первой гармоники тока, что позволяет исключить зависимость тока от времени; – электромагнитное поле принимается квазистационарным, что позволяет пренебречь токами смещения по сравнению с токами в проводниках; – не учитываются потери на гистерезис при нагреве ферромагнитных тел, в силу их незначительности по сравнению с потерями от вихревых токов; – электромагнитная задача связана только с тепловой, причем из первой во вторую передается мощность тепловыделения, а обратно – температурное поле; – при задании магнитопровода его секционность не учитывалась, он представлялся в виде сплошного цилиндрического тела; – сечение провода и жилы квадратное без радиусов скруглений; – не учитывалось наличие коллектора охлаждения между витками; – воздушный зазор между витками и слоями принимался одинаковым в осевом и радиальном направлениях; – не учитывались потери в защитном кожухе индуктора. Для построения геометрической модели в программном пакете ANSYS существует 2 варианта: с помощью геометрических примитивов (точки, линии) и с помощью готовых объектов (круг, прямоугольник и т.д.). В данном случае был использован второй вариант, с использованием которого построены четыре блока модели: локализатор, окружающее пространство, жила и оболочка провода. Далее для простоты обращения к элементам модели каждому блоку присваивается номер, по которому в дальнейшем можно однозначно идентифицировать данную область. На следующем этапе каждый блок модели разбивается на определенное число конечных элементов, при этом для учета физических явлений выбирается соответствующий размер и тип сетки. Из-за малой толщины поверхностного слоя 39 локализатора и оболочки провода в них строилась мелкая структурированная сетка в виде 4–х угольных элементов. В окружающем пространстве строилась неструктурированная сетка в виде 3–х угольных элементов, при этом на границах сетка делалась крупной, а около нагревателя более мелкой [51]. Рис. 2.4. Расчетная область с сеткой конечных элементов: 1 – локализатор; 2 – окружающее пространство (воздух); 3 – жила провода; 4 – оболочка провода; 5 – изоляция В дальнейшем во всех блоках модели задавались физические свойства материалов, приведенные в табл. 2.1 [52]. Для изменения электрофизических свойств материалов в зависимости от температуры производился пересчет электромагнитной задачи при изменении температуры. Таблица 2.1. Физические свойства материалов Наименование Локализатор Окружающее пространство Жила провода Оболочка Изоляция Материал Область µ ρ, Ом·м Сталь 15ХМ 1 B(H) ρл = ρ(Т) Воздух 2 1 – Медь Сталь 08Х18Н10Т MgO 3 1 ρж = ρ(Т) 4 2,5 ρоб = ρ(Т) 5 1 – 40 В каждом витке многослойного индуктора задавались: – частота тока 50 Гц; – амплитуда и фаза тока, изменяющегося по синусоидальному закону. Для полного описания математической модели задавались следующие граничные условия: – на границах расчетной области S∞ – условие Дирихле, которое указывает на полное затухание поля на данной границе путем приравнивания векторного магнитного потенциала А0 = 0; – на горизонтальной и вертикальной осях симметрии S0–X и S0–Y – условие Неймана – равенство нулю касательной составляющей напряженности магнитного поля Нt = 0. На данном этапе моделирования работа в препроцессоре ANSYS заканчивается, производится сохранение модели в файл и ее проверка на наличие ошибок. Далее производится вычисления в решателе ANSYS. Непосредственно перед расчетом необходимо задать свойства и настройки решателя (временной шаг, время расчета, количество шагов), определить условие сходимости, а также описать взаимодействие электромагнитной и тепловой задач. По результатам электромагнитного анализа в локализаторе рассчитываются внутренние источники тепла, которые являются исходными данными для последующего теплового расчета. Температурное поле, полученное после теплового расчета, используется в качестве исходных данных для корректировки температурозависимых свойств для электромагнитного анализа и повторного расчета. Поскольку температурная постоянная нагревателя на несколько порядков больше, чем электромагнитная, электромагнитная задача решалась отдельно от тепловой в каждом из интервалов постоянства свойств. Полученные в результате расчета данные анализировались в постпроцессоре ANSYS, который позволяет отслеживать результаты на каждом выбранном шаге, а также отслеживать историю расчета в заданных точках на протяжении всех 41 шагов. Постпроцессор позволяет выводить результаты в следующих форматах: полевая диаграмма с изолиниями, график, таблица или текстовый файл. 2.3.3. Исследование свойств математической модели При индукционном нагреве в тонком поверхностном слое локализатора выделяется около 90% всей тепловой энергии. Как показывают исследования [53], размер сетки существенно влияет на результаты расчета. Например, при использовании крупной сетки в поверхностном слое результаты могут быть завышены на 20–40% по сравнению с действительными значениями. Уменьшение размеров конечных элементов существенно сказывается на времени расчета и требует высокопроизводительных компьютеров [53]. Учитывая большие габариты нагревателя, необходимо провести исследование влияния размеров конечных элементов на точность расчета и подобрать соответствующий тип и размер сетки. Следует отметить, что ввиду изначальной неясности взаимного влияния параметров, в каждом исследовании менялся только один из них, а всем остальным присваивалось некоторое фиксированное значение. Тем самым проверялось влияние конкретного параметра, при прочих равных. Сравнение результатов проводилось в относительных единицах. В качестве допущения, исследования проводились на регулярной части индуктора, включающей 20 витков (рис. 2.5), что позволило сократить время на подготовку расчетной модели. Рис. 2.5. Расчетная модель и погрешность расчета в зависимости от размеров сетки 42 При оценке точности решения использовалась мощность тепловыделения в элементах нагревателя. За нулевую погрешность принята мощность тепловыделения, вычисленная при бесконечном малом размере конечного элемента, результаты исследований представлены на рис. 2.5. В результате исследования подобраны размеры конечных элементов (табл. 2.2), которые обеспечивают погрешность расчета не более 4%. Таблица 2.2. Выбранные размеры конечных элементов Область модели Поверхностный слой локализатора yлок Жила провода yжил Оболочка провода yоб Размер конечно- Соотношение с геометрическими го элемента, мм размерами модели (рис. 2.6) 0,7 0,25·δлок 3 0,5·dж 0,25 0,4·tоб При малой глубине проникновения электромагнитной волны в локализатор, построение мелкой сетки по всей толщине нецелесообразно. Для сокращения количества конечных элементов в локализаторе сетка задавалась с переменным шагом, увеличивающимся от поверхности в глубину в геометрической прогрессии, при этом шаг сетки определялся: hi = yлок(1+q)i-1 , (2.12) где: yлок – начальный шаг сетки (0,7 мм); q – знаменатель прогрессии (1,2–1,35), i –номер слоя по толщине локализатора. Для корректного расчета параметров в поверхностном слое локализатора необходима структурированная сетка (прямоугольная), при этом по толщине поверхностного слоя должно быть как минимум n = 6 конечных элементов (рис. 2.3). Учитывая, что глубина проникновения электромагнитной волны зависит от температуры и напряжённости электромагнитного поля, поверхностный слой разбивался на максимально возможную глубину проникновения, равную δлок = 15 мм. Помимо размеров элементов, на точность расчета существенно влияет их форма. Для достоверного расчета приемлемыми являются элементы с отношением сторон не более – 1:3 и углами 25°–155° [54]. Форма элемента оценивалась при помощи встроенной программы анализа, которая вычисляла параметры сетки. 43 При выявлении деградированных конечных элементов производилось перестроение сетки в данной области. Размеры расчетной области определялись затуханием энергии электромагнитной волны в воздухе. Учитывая, что плотность электромагнитного поля уменьшается обратно пропорционально квадрату расстояния от источника, то с приемлемой для расчета погрешностью (не более 3%.), размеры принимаются Lpo = 800 мм и Rpo = 600 мм. При данных размерах на границах расчетной области плотность магнитного поля уменьшается примерно в 25 раз, что позволят задать условие нулевого потенциала на границе [55]. Разработанная модель имеет следующие характеристики: – количество конечных элементов 70 000 шт; – объем занимаемой оперативной памяти 2,0 Гб; – время расчета на компьютере с процессором Intel core i7–3820, CPU 3,6 GHz, 16 Гб ОЗУ – 20 мин. 2.3.4. Оценка погрешностей и проверка адекватности модели При построении математической модели в подразделе 2.3.2 принят ряд допущений, упрощающих расчетную схему и позволяющих сократить время расчета. Для оценки корректности данных допущений проведен анализ их вклада на точность результатов моделирования. В качестве источника питания используется тиристорный регулятор, который генерирует высшие гармоники тока, что требует проведения расчетов с несинусоидальным током во временной области. Однако, подобный расчет очень затратен относительно вычислительных ресурсов и увеличивает время на проведение исследований. Целью исследования являлась оценка погрешности использования гармонического анализа вместо временного. При расчете во временной области задавалась кривая тока, полученная экспериментально (п. 5.3), а при гармоническом расчете – синусоидальный ток, с действующим значением, полученным при разложении кривой тока в ряд Фурье. Это позволяет сравнить результаты расчетов, 44 так как в обеих постановках одинаковое действующее значение тока [56, 57]. Корректность расчета при разных постановках задачи оценивалась по потерям в элементах нагревателя, которые приведены в табл. 2.3. Таблица 2.3. Сравнение результатов расчета при разных постановках задачи Потери, кВт Локализатор Жила Постановка Ток, А Гармоническая 128 17,85 2,73 20,30 Временная I(t) (п.5.3) 18,3 2,77 24,87 Расхождение, % – 2,5 1,4 20,5 Оболочка Как видно, расчет по первой гармонике дает хорошее совпадение только в локализаторе и жиле, различие составляет несколько процентов (1,4–2,5). Однако, из-за сильного нагрева оболочки, имеющей незначительные магнитные свойства, токами высокой частоты расхождение результатов достигает 20,5%. Для получения корректных данных и отказа от использования ресурсоемкого расчета во временной области электромагнитная задача решалась по первой гармонике с увеличением потерь в оболочке провода на 20%. Данный подход справедлив только для режима нагрева, при котором коэффициент гармонического искажения постоянен и составляет 30%, что соответствует полученной кривой тока. В режиме уничтожения коэффициент искажения существенно выше 70% и изменяется во времени, что делает невозможным учет дополнительных потерь от высших гармоник. Для оценки потерь на гистерезис при нагреве ферромагнитных материалов совместно с Институтом физики металлов им. М.Н. Михеева УрО РАН (г. Екатеринбург) проведены исследования образцов из стали 15ХМ на магнитоизмерительном комплексе Remagraph C-500 фирмы Dr. Steingroever GmbH. В результате получена статическая петля гистерезиса (рис. 2.6), которая задавалась в качестве электромагнитной задачи. свойств локализатора при моделировании 45 В результате моделирования расхождение мощности тепловыделения с учетом и без учета потерь на гистерезис не превышает 3%. Это объясняется тем, что при сильных полях потери на гистерезис пренебрежимо малы относительно Джоулевых потерь [34]. Результаты проведенного исследования показали, что с удовлеРис. 2.6. Статическая петля гистерезиса для стали 15ХМ творительной точностью при расчете можно использовать только основную кривую намагничивания. При нагреве магнитных сталей происходит снижение магнитной проницаемости вплоть до единицы при достижении точки Кюри. Для учета этого эффекта предложено несколько зависимостей [34, 59], однако при нагреве до 450°С можно считать кривую намагничивания B(H) независимой от температуры, что вносит погрешность расчета не более 2%. При исследовании влияния магнитопровода на энергетические характеристики нагревателя он представлялся в виде сплошного цилиндра. В работе [36] показано, что продольный размер и число пакетов магнитопровода мало влияют на параметры индуктора и вносят погрешность не более 3%. Проверка адекватности разработанной электромагнитной модели проводилась путем сравнения результатов моделирования с экспериментальными данными, полученными на физической модели нагревателя (Глава 5). Результаты сравнения при одинаковом токе индуктора 125 А представлены в табл. 2.4. Установлено, что разница между экспериментальными и расчетными данными не превышает 6 %, что достигается использованием экспериментально полученных магнитных свойств локализатора и оболочки провода, корректным выбором допущений, размеров расчетной области, конечных элементов и вводом по- 46 правочного коэффициента, учитывающего дополнительный вклад высших гармоник в потери. Таблица 2.4. Результаты сравнения расчетных и экспериментальных данных Характеристики Ток индуктора, А Напряжение индуктора, В Активная мощность, кВт Полная мощность, кВА Электрический КПД Коэффициент мощности cos φ Эксперимент 125 255 24,5 32,3 0,42 0,78 Расчет 125 247 25,2 33,7 0,44 0,74 Погрешность, % – 3 4 5 6 4 Достигнутая точность модели позволяет осуществлять расчет с целью определения оптимальных конструктивных соотношений ИРН и создания промышленных образцов нагревателей. Причины получившегося расхождения связаны с сильным влиянием гармонического искажения тока на результаты экспериментов. 2.3.5. Подпрограмма MultilayerСoil Поиск оптимального варианта конструкции ИРН сопряжен с исследованием влияния на электрические характеристики многих факторов, таких как геометрические размеры индуктора, электрофизические свойства материалов и т.д. Для построения модели и частого изменения герметических параметров с использованием программы ANSYS требуется довольно много времени. Наиболее удобным вариантом является формирование расчётного файла на специализированном языке с последующим его запуском в самой программе. С этой целью в среде Borland Delphi 6 [60] разработана подпрограмма MultilayerСoil (рис. 2.7), позволяющая создавать расчетную модель по заданным геометрическим параметрам локализатора, многослойного индуктора и провода с металлической оболочкой. Подпрограмма генерирует командный файл, который передается в программу ANSYS для вычислений, затем обрабатывает файл результатов и вычисляет параметры (напряженность магнитного поля, плотность тока, 47 мощность тепловыделения, и т.д.) в жиле и оболочке по длине и слоям многослойного индуктора. Подпрограмма имеет простой и удобный интерфейс, большой выбор изменяемых параметров, что позволяет создавать широкий набор моделей, кроме этого, в подпрограмме имеется возможность задания электрофизических свойств материалов как функции температуры в табличном виде. Результаты исследований по настройке электромагнитной модели учтены в подпрограмме в виде необходимых пояснений и ввода некоторых параметров строго из ограниченного диапазона. После формирования расчётного файла подпрограммой, пользователю необходимо его запустить на расчет из главного меню программы ANSYS, при этом производится его проверка и вычисление. Рис. 2.7. Окно подпрограммы MultilayerСoil и фрагмент расчетного файла По завершению расчета полученный файл результатов пользователем загружается обратно в подпрограмму, которая, анализируя его, выдает графики напряженности магнитного поля, плотности тока, активного и реактивного сопротивления индуктора, потерь в оболочке и жиле провода по каждому слою и длине индуктора (раздел 3.3). 48 2.4. Модель тепловых процессов в ИРН В электромагнитной модели определено, что внутренние источники тепла в локализаторе распределены неравномерно по его длине, что не позволяет аналитически решить уравнение теплопроводности. В связи с этим, необходимо разработать численную тепловую модель, учитывающую нелинейность теплофизических свойств и граничных условий конвективного и радиационного теплообмена на его поверхности. Тепловая задача решалась в продольном сечении локализатора, что позволяет учесть распространение тепла по его длине. Для учета изменения температуры в разных сечениях локализатора с переменной толщиной стенки тепловая задача решалась при разной толщине стенки в продольном сечении. Для этого использовался метод конечных элементов, который дает возможность учитывать все нелинейности путем изменения значения нелинейных величин с каждым шагом по времени. Так как нагреватель работает в нестационарном тепловом режиме пускового нагрева и стационарном режиме уничтожения, тепловая задача решалась в двух постановках. Зависимость от температуры удельного сопротивления материалов обуславливает связь электромагнитного и температурного полей, что учитывалось при задании свойств связанной электротепловой модели. 2.4.1. Математическая модель тепловых процессов Передача тепла внутри локализатора описывается дифференциальным уравнением Фурье для тел с внутренними источниками теплоты [61]: с Т div gradТ w( x, y ) , t (2.13) где: w(х,у) – функция внутренних источников теплоты, которая находится в результате решения электромагнитной задачи; с, λ, γ – теплоемкость, теплопроводность и плотность локализатора; t – время; Т – температура. Функция внутренних источников теплоты в локализаторе определяется соотношением: 49 w( x, y ) J 2 , (2.14) где: J – плотность тока; ρ – удельное электрическое сопротивление. Совместно с граничными и начальными условиями, ур. (2.13) описывает температурное распределение в любой момент времени для любой точки локализатора. По мере нагрева локализатора изменяются электрофизические и теплофизические свойства материалов, поэтому производилось решение связанных электромагнитной и тепловой задач с передачей из электромагнитной в тепловую мощности тепловыделения, а обратно – температурного поля, на основании которого производился пересчет электромагнитной задачи. При расчете температурного поля учитывались потери с поверхности локализатора за счет излучения и конвекции. Мощность тепловых потерь конвекцией Рк определяются формулой Ньютона [62]: Pк (Т лок Т ок ) F , (2.15) где: Tок – температура окружающей среды; Тлок – температура локализатора; F и α – поверхность и коэффициент теплоотдачи конвекцией. Удельная мощность конвективных потерь зависит от температуры тела, его геометрии, состояния поверхности, скорости воздуха и давления. Для учета всех вышеперечисленных факторов коэффициент теплоотдачи определялся в результате моделирования естественной конвекции (глава 2.3). Мощность тепловых потерь излучением Ри определялась по закону Стефана-Больцмана [62]: Tлок 4 Т ок 4 Pи Сs 100 100 , (2.16) где: ε – степень черноты поверхности локализатора; Сs = 5,67 Вт/(м2К4) – постоянная Стефана-Больцмана, Ток и Тлок – температура окружающей среды и локализатора, К. 50 Подобное описание радиационных и конвективных тепловых потерь оказывается удовлетворительным при построении тепловой моделей для исследования процессов индукционного нагрева. Результатом решения тепловой задачи являются поля температуры в локализаторе и индукторе. При решении нестационарной тепловой задачи минимальный шаг по времени τт рассчитывался из условия передачи тепла внутри одного конечного элемента за одну итерацию: y 2 y 2 C , т 4a 4 (2.17) где: y – размер конечного элемента в направлении максимального градиента температуры; α, ρ, С, λ – температуропроводность, плотность, теплоемкость, теплопроводность локализатора. Учитывая, что при относительно медленном нагреве и отсутствии резкого изменения электро- и теплофизических свойств в расчете использовался переменный шаг по времени, увеличивающийся в геометрической прогрессии от минимального τт = 5 с, рассчитанного по ур. (2.17). 2.4.2. Методика построения тепловой модели В силу подобия тепловых и электромагнитных процессов решение тепловой задачи производится в расчетной области, соответствующей электромагнитной задаче. При построении модели использовалась двухмерная осесимметричная постановка (рис. 2.8) с ½ частью нагревателя [64]. Для учета теплопередачи в разных сечениях локализатора в модели задавалась переменная толщина стенки S = 60, 100 и 120 мм. Разбиение модели на блоки производилось по аналогии с электромагнитной задачей для корректной передачи данных между ними. 51 Рис. 2.8. Двухмерная модель тепловых процессов: 1 – локализатор; 2 – воздух; 3 – оболочка провода; 4 – жила провода; 5 – изоляция Всем блокам модели присваивались теплофизические свойства, приведенные в табл. 2.5. В тепловой задаче не учитывался защитный кожух, условия воздушного охлаждения обмотки задавались коэффициентом теплоотдачи, рассчитанным в модели вынужденной конвекции (раздел 2.6). Для полного описания модели задавались начальные и граничные условия. В начальный момент принималось, что распределение температурного поля равномерно по всему объему модели и соответствует температуре окружающей среды: T(x,y,z)t=0 = 25°C. Таблица 2.5. Теплофизические свойства материалов [63] Наименование Локализатор Окружающее пространство Жила провода Оболочка Изоляция Материал Область Сталь 15ХМ 1 2 ρ, кг/м3 7800 1,22 3 8700 380 380 – 4 7400 20 550 0,33 5 3500 0,1 920 – Воздух Медь Сталь 08Х18Н10Т MgO λ, С, ε Вт/(м·°С) Дж/(кг·°С) λ = λ(Т) С = С(Т) 0,83 1,0301 0,04 – На границах расчетной области в модели задавались граничные условия второго и третьего родов. Граничное условие второго рода применялось на осях 52 симметрии 0X и 0Y приравниванием к нулю Т / n 0 потока по нормали к ним. Граничными условиями третьего рода задавался конвективный и радиационный теплообмен нагревателя с окружающим пространством. Конвективный теплообмен в соответствие с ур. (2.15) задавался коэффициентом теплоотдачи, полученным при моделировании естественной конвекции (раздел 2.5). На поверхностях локализатора I, II, III, IV (рис. 2.8) задавалось нелинейное граничное условие, соответствующее постоянному значению температуры окружающей среды Т0 и изменяющемуся с изменением температуры локализатора Tлок коэффициенту теплоотдачи α = f(Tлок). На поверхности V, соответствующей многослойному индуктору, задавались постоянный коэффициент теплоотдачи, определенный при моделировании вынужденной конвекции (раздел 2.6), и постоянная температура охлаждающего воздуха. Радиационный теплообмен в соответствии с ур. (2.16) задавался степенью черноты на внешних поверхностях локализатора и индуктора (табл. 2.5). Распределение внутренних источников теплоты в модели являлось результатом решения электромагнитной задачи. 2.4.3. Исследование свойств и проверка адекватности тепловой модели При решении сопряженных электромагнитной и тепловой задач необходимо обеспечить корректную передачу мощности тепловыделения Рлок между задачами. Для оценки погрешности передачи данных между задачами проведено исследование интерполяции данных при разных размерах сетки в электромагнитной и тепловой задачах. Исследования проводились на упрощенной модели, включающей регулярную часть нагревателя с 20 витками. При исследовании размеры конечных элементов в поверхностном слое локализатора в электромагнитной задаче принимались постоянными yлок = 0,7 мм (п. 2.3.3), а в тепловой yлокТ – изменялись. На рис. 2.9 представлены результаты сравнения мощности тепловыделения в поверхностном слое локализатора при разных размерах сетки в тепловой задаче. 53 В результате исследования установлено, что при увеличении размеров сетки в тепловой задаче по сравнению с электромагнитной yлокТ / yлок погрешность интерполяции может доходить до 38%. Исследование консервативной интерполяции данных с мелкой сетки на крупную, показало, что погрешность интерполяции не превышает 2%, однако при этом существенно искажается картина передаваемого поля (рис. 2.9, г). а) б) в) г) Рис. 2.9. Мощность тепловыделения в локализаторе при разном соотношении размеров сетки в электромагнитной и тепловой задачах yлокТ / yлок: 1, 2, 5 и консервативная интерполяция (соответственно: а, б, в и г) В табл. 2.6 приведены данные о соотношении интегральных мощностей тепловыделения РлокТ / Рлок при интерполяции данных с разным соотношением размеров конечных элементов в тепловой и электромагнитной задачах yлокТ / yлок. Таблица 2.6. Результаты исследования размеров конечных элементов yлокТ / yлок 1 1,2 1,5 2 3 5 Консервативная интерполяция РлокТ / Рлок·100, % 0 2 7 16 23 38 2 54 Разработанная модель имеет следующие характеристики: – количество конечных элементов 180 000 шт; – объем занимаемой оперативной памяти 4,0 Гб; – время расчета на компьютере с процессором Intel core i7–3820, CPU 3,6 GHz, 16 Гб ОЗУ – 2 ч. Учитывая неравномерное распределение источников теплоты, как по длине, так и по радиусу локализатора, целесообразно для повышения точности передачи данных использовать неравномерную сетку: сгущать ее в зоне концентрации источников теплоты (поверхностный слой). Мелкая сетка на поверхности локализатора позволяет также повысить точность задания граничных условий. В связи с этим, электромагнитная и тепловая задачи решались с использованием одинаковых размеров сетки, что более затратно относительно вычислительных ресурсов, но обеспечивает передачу данных с максимальной точностью. Для проверки адекватности разработанной модели проведено сравнение результатов расчета с экспериментальными данными, полученными в Главе 5 (рис.2.10). На рисунке представлены графики пускового нагрева разных сечений локализатора до температуры наружной поверхности локализатора (точка 1) 500°С при интенсивном охлаждении индуктора. Рис. 2.10. Сравнение расчетных и экспериментальных данных 55 Сравнение результатов показало, что максимальное расхождение расчетных и экспериментальных данных не превышает 10%, при этом расхождение времени пускового нагрева не превышает 2%, что говорит об адекватности и высокой точности модели и возможности ее использования для исследования тепловых параметров ИРН. 2.5. Модель естественной конвекции Ввиду того, что нагреватель находится внутри герметичной камеры, теплообмен осуществляется только естественной конвекцией. При моделировании процессов в электротермических установках коэффициент теплоотдачи, чаще всего, вычисляется аналитически с использованием критериальных зависимостей [62]. Аналитическое описание конвенции в ИРН затруднено из-за: – малого соотношения длины и диаметра локализатора (L/Dнар = 1,75), что определяет сильное влияние краевых эффектов на движение воздуха; – наличия индуктора, охватывающего центральную часть локализатора и препятствующего свободному движению воздуха; – наличия замкнутых конвективных течений внутри локализатора и в зазоре между локализатором и индуктором; – дополнительного подсоса воздуха из-за наличия вертикальной торцевой поверхности локализатора; – зависимость физических свойств воздуха от температуры [65]; – физических особенностей естественной конвекции около горизонтальных циллиндров, при которых в верхней части преобладает турбулентное течение, а в нижней – ламинарный поток [65]. В связи с этим, для определения коэффициента теплоотдачи локализатора необходимо разработать газодинамическую модель естественной конвекции, учитывающую все вышеперечисленные факторы. При разработке использовалась программа вычислительной газодинамики ANSYS–CFX, при работе с которой не обязательно обладать глубокими знаниями реологии, а необходимо лишь кор- 56 ректно задать геометрию, построить сетку конечных элементов, задать граничные условия и выбрать модель течения [66]. 2.5.1. Математическая модель естественной конвекции При решении задач движения воздуха в программе ANSYS–CFX используются осредненные уравнения Навье–Стокса [65]: – уравнение сохранения массы V 0 ; t (2.18) – уравнение количества движения V t V V p SM ; (2.19) – уравнение сохранения энергии htot p Vhtot T V V SM S E t t ;(2.20) – уравнение состояния T , p . (2.21) где: p – давление; – плотность; V – скорость; T – температура; t – время; htot – полная энтальпия; hstat – статическая энтальпия; S M – источниковый член для импульса; S E – источниковый член для энергии; – коэффициент динамической вязкости; – коэффициент теплопроводности; – оператор Гамильтона (набла); – тензор напряжений. Для замыкания системы ур. (2.18) – ( 2.21) должна быть использована одна из моделей течения воздуха, выбор которой осуществляется в разделе 2.5.3. При создании математической модели приняты следующие допущения: 57 – сжимаемость воздуха не учитывалась, поскольку при естественной конвекции поток низкоскоростной, а сжимаемость начинает влиять только при скорости более 50 м/с; – поверхности локализатора и индуктора представлялись в виде гидравлически гладкой стенки, поскольку их шероховатость меньше толщины ламинарного подслоя; – рассматривался только установившийся режим движения воздуха; – не учитывался перепад температуры по длине локализатора, который в установившемся режиме не должен превышать 50°С. 2.5.2. Методика построения газодинамической модели Для учета обтекания нагревателя по диаметру и длине моделирование осуществлялось в трехмерной постановке. На начальном этапе создания модели строилась геометрическая модель в программе SolidWorks 2013. Учитывая, что горизонтально расположенный нагреватель обладает двумя плоскостями симметрии (продольная плоскость XY и плоскость ZY, проходящая через центр тяжести), при создании геометрической модели было сделано допущение, что формирующееся вокруг локализатора течение также будет обладать симметрией. Данное допущение позволило использовать для расчета ¼ часть нагревателя, что существенно сокращает количество конечных элементов и вычислительное время [67]. Расчетная область в виде цилиндра (рис. 2.11) представляет собой воздушное пространство вокруг нагревателя. При этом внутренние границы области совпадают с поверхностями нагревателя, а внешние располагаются на некотором удалении. На следующем этапе строится сетка конечных элементов. В программе ANSYS ICEM CFD имеется автоматический сеточный генератор, но для учета тонкого пограничного слоя вокруг локализатора сетка строилась вручную. 58 Рис. 2.11. Трехмерная расчетная область и стека конечных элементов: 1 – локализатор; 2 – индуктор; 3– воздух Так как в пограничном слое физические параметры течения (температура, скорость) имеют большой градиент, для корректного расчета использовалась довольно мелкая сетка, в остальной части расчетной области использовалась крупная сетка. Для решения ур. (2.18) – (2.21) в модуле CFX–Pre задаются граничные условия: – на границах расчетной области S∞ условия свободного вытекания τw = 0; P = 0;9+9+ – на границах нагревателя задаются условия непротекания и прилипания: Vx = Vy = Vz = 0; – на поверхностях нагревателя задается условие (первого рода) постоянной температуры индуктора Тин = 350°С и локализатора Тлок = 450°С; – на отсеченных частях модели задается условие симметрии: для плоскости ZY: Vx = 0; dP/dx = 0; для плоскости XY: Vz = 0; dP/dz = 0. Особенностью программы ANSYS–CFX является то, что при рассмотрении стационарного течения задача решается в нестационарной постановке, при которой ищется стационарное решение системы уравнений Навье-Стокса. Для этого задавались начальные условия, выполняющие роль начального приближения при решении нелинейных задач, которые имеют вид: 59 – начальная нулевая скорость потока V (X,Y,Z) = 0; – начальная температура T (X,Y,Z) = 20°С. Единственной средой в модели является воздух, для задания физических свойств которого использовались следующие зависимости [68]: – плотность ρв(T) = -2·10-9·T 3+4,6*10-6 ·T 2-3,6·10-3 ·T+1,3; (2.22) – теплопроводность λв(Т) = 0,000074·Т+0,0245 ; (2.23) – кинематическая вязкость υв(Т) = (0,0008·Т 2+0,088·Т+13,86)·10-6; (2.24) – теплоемкость ср(Т) = 0.19·Т+994,5. (2.25) Следует отметить, что задача естественной конвекции относится к задачам внешнего обтекания, и ее решение должно искаться в безграничном объеме. Однако, в программе ANSYS–CFX задачи внешнего обтекания представляются как внутренние, для чего нагреватель заключается внутрь расчетной области, на границах которой задаются условия невозмущенного потока. Размеры расчетной области выбирались в результате исследования свойств модели в разделе 2.3.2. На этом построение модели закончено и запускается вычислене в решателе CFX–Solver. В процессе решения отслеживались три основных индикатора уровня сходимости: – среднеквадратичные невязки вычисляемых переменных; – глобальные дисбалансы решаемых уравнений; – изменения целевых параметров (температуры и скорости воздуха). Решение завершалось, когда были достигнуты следующие критерии сходимости: невязки < 10-5, дисбалансы < 1%, изменение целевых параметров в течение последних 50 итераций не более 3–5%. Анализ результатов решения проводился в модуле CFX–Post, в которой строились графики и поля, исследуемых величин. 60 2.5.3. Выбор модели течения воздуха Основополагающим шагом при моделировании является выбор модели течения воздуха, дополняющей систему уравнений Навье-Стокса и определяющей, какие эффекты будут учитываться при решении. Для оценки оценка характера течения используется критерий Рэлея [50]: Ra=GrЧPr= g TD 3 , a (2.26) где: g – ускорение свободного падения; D – диаметр локализатора; ΔT – разность температур между стенкой локализатора и воздухом; ν, a, β – кинематическая вязкость, температуропроводность и коэффициент теплового расширения воздуха. При расчете числа Рэлея при заданных параметрах нагревателя получается Ra = 3×108. Согласно ряду источников [65], турбулентный режим течения наблюдается при Ra > 109, однако переходный от ламинарного в турбулентный режим течения начинается при Ra < 106. Следовательно, в нашем случае нельзя однозначно определить, какую модель течения использовать для расчета. Для выбора модели течения, корректно описывающей процессы при естественной конвекции, проведены тестовые расчеты на упрощенной модели, включающей только локализатор: – в чисто ламинарной постановке; – с использованием модели турбулентности, с переносом касательных напряжений Ф. Ментера (модель SST); – с использованием модели, учитывающей ламинарно-турбулентный переход Р. Лантри и Ф. Ментера (модель –). В результате тестовых расчетов получены поля коэффициента теплоотдачи на поверхности локализатора (рис. 2.12). Для сравнения с экспериментальными данными и оценки адекватности результатов проведено осреднение коэффициента теплоотдачи по наружной поверхности локализатора, результаты представлены в табл. 2.7. 61 а) б) в) Рис. 2.12. Распределение коэффициента теплоотдачи по поверхности локализатора. Модель: а – турбулентная; б – ламинарная; в – ламинарно-турбулентная Анализ характера течения показал, что в нижней части локализатора возникает ламинарное течение, при дальнейшем обтекании ламинарный пограничный слой теряет устойчивость и переходит в турбулентный режим, при сохранении тонкого ламинарного подслоя, что довольно точно сходится с экспериментальными исследованиями [69]. Таблица 2.7. Средний коэффициент теплоотдачи при разных моделях течения Ламинарная Турбулентная Ламинарнотурбулентная Литература [69] 3.498 6.334 4.978 4.94 Выявлено, что турбулентная модель дает завышенный коэффициент теплоотдачи, а ламинарная – заниженный. В результате для расчета естественной конвекции выбрана модель, учитывающая ламинарно-турбулентный переход. 2.5.4. Исследование свойств и проверка адекватности модели На точность расчета параметров по толщине пограничного слоя влияют следящие факторы [70]: – размер первой пристеночной ячейки Δy; – максимальный размер элемента в пограничном слое yпогр; – количество элементов по толщине пограничного слоя n. Для корректного выбора данных параметров проведено исследование свойств модели. Расчеты проводились для толщины пограничного слоя, которая 62 вычисляется для естественной конвекции у горизонтальных поверхностей как: 0, 035 D Re D0,14 , (2.27) где число Рейнольдса, вычисленное для диаметра локализатора D = 0,45 м, плотности ρ∞= 1,2 кг/м3, скорости на поверхности стенки Vw = 1 м/с и коэффициенте динамической вязкости μ = 18·10-6 Па·с, определяется как: V D Re D w (2.28) В результате исследования для толщины пограничного слоя δ = 5 мм определена погрешность расчета в зависимости от размеров сетки (рис. 2.12). Как видно из рис. 2.13, при увеличении размеров конечных элементов и уменьшении количества элементов по толщине погрешность расчета увеличивается. Для обеспечения погрешности не более 5% принимались следующие размеры сетки в пограничном слое: Δy = 0,1–0,2 мм; yпогр= 0,6–0,8 мм; n ≥ 15 шт. Рис. 2.13. Сетка конечных элементов и погрешность расчета в функции размеров сетки Для приемлемого времени вычислений при выбранных размерах сетки в пограничном слое использовалась комбинированная сетка: – структурированная с увеличивающимся шагом в пограничном слое; – неструктурированная в остальном пространстве с увеличивающимся размером конечных элементов от поверхностного слоя к границам расчетной области. 63 Исследование влияния размеров расчетной области Lро и Dро на течение около локализатора показало, что при преобладании вертикального потока наибольшее влияние оказывает диаметр расчетной области, который должен составлять Dро ≥ 10Dнар. Осевое течение практически отсутствует, поэтому длина расчетной области практически не оказывает никакого влияния и должна быть Lро ≥ 1,5L. В результате исследования выбраны следующие размеры расчетной области: – диаметр Dро = 5000 мм; – длина Lро = 600 мм. Разработанная модель имеет следующие характеристики: – количество конечных элементов 600 000 шт; – объем занимаемой оперативной памяти 16,0 Гб; – время расчета на компьютере с процессором Intel core i7–3820, CPU 3,6 GHz, 16 Гб ОЗУ – 7 ч. Экспериментальная проверка адекватности разработанной модели на опытном образце нагревателя технически трудно реализуема. Для верификации расчетной модели проведен тестовый расчет, повторяющий существующие экспериментальные данные [71, 72]. Расчет проводился для горизонтального цилиндра диаметром 60 мм и длиной 600 мм, равномерно нагретого до температуры 50°С, при температуре окружающего воздуха 20°С. В результате получено, что расхождение результатов тестовых расчетов и экспериментальных данных не превышает 1,5%. На рис. 2.14 приведены расчетные изотермы около горизонтального цилиндра и интерферрограмма, полученная экспериментально [72]. Из-за разных методов решения теп- Рис. 2.14. Изотермы, полученные расчетным (справа) и экспериментальным (слева) путями 64 ловой (метод конечных элементов) и газодинамической (метод конечных объемов) задач возникают программные ограничения, не позволяющие напрямую передавать результаты расчета между ними. Для обхода ограничений вычислялся средний коэффициент теплоотдачи путем интегрирования локального распределения по поверхности локализатора, который затем задавался на соответствующих частях локализатора в тепловой задаче. Данная процедура вносит определенную погрешность в расчет. Учитывая, что при осреднении выбирались поверхности с близкими значениями коэффициента теплоотдачи, погрешность осреднения не превышает 3%. Как показали тестовые расчеты, модель подтверждает реальное течение воздуха около горизонтального цилиндра и обеспечивает высокую точность расчета. На основании этого, можно сделать заключение, что разработанная газодинамическая модель может быть использована для исследования естественной конвекции в ИРН. 2.6. Модель вынужденной конвекции Как было сказано ранее, для охлаждения индуктора применяется принудительное воздушное охлаждение. Для распределения воздуха по виткам многослойного индуктора между 2-м и 3-м слоями размещается коллектор охлаждения (рис. 2.15), который представляет собой центральную трубку 14 × 2 мм, изогнутую в виде кольца и заглушенную с одной стороны. К центральной кольцевой трубке присоединены боковые отводы из трубки 10 × 1,5 мм, имеющие отверстия диаметром 2 мм. Охлаждающий воздух подается с одного конца коллектора и выходит через отверстия в боковых отводах, при этом, проходя между витками, забирает тепло и выходит наружу через выходной патрубок кожуха. 65 Рис. 2.15. Устройство системы охлаждения: 1 – кожух; 2 – обмотка; 3 – коллектор охлаждения В результате решения электромагнитной задачи установлено, что мощность тепловыделения, обусловленная резистивным нагревом, распределяется неравномерно по длине и слоям индуктора. Аналитический расчет системы охлаждения с учетом конфигурации коллектора и неравномерного тепловыделения в многослойном индукторе не представляется возможным. В связи с этим, для определения коэффициента теплоотдачи индуктора при воздушном охлаждении необходимо разработать модель вынужденной конвекции. Для разработки модели использовалась программа ANSYS–CFX. Математическая постановка, принципы построения и работа с программой изложены в разделе 2.5. В отличие от естественной задача вынужденной конвекции решается как задача внутреннего обтекания. В связи с этим, геометрическая модель представляет собой кожух, внутри которого размещается многослойный индуктор и коллектор охлаждения. Внешними границами расчетной области являются кожух индуктора. При построении модели приняты следующие допущения: – шероховатость поверхностей не учитывалась – они принимались гидравлически гладкими; 66 – рассматривалась половина индуктора относительно вертикальной плоскости симметрии; – многослойный индуктор представлялся в виде набора колец, не связанных между собой, а не спиралью, что не учитывает кондукторный тепловой поток вдоль витков, который при большом соотношении диаметра индуктора и сечения провода не оказывает существенного влияния на температурное поле индуктора; – провод представлялся сплошным без учета разделения на жилу, изоляцию и оболочку с одним значением приведенного коэффициента теплопроводности; – зазор между витками и слоями принимался постоянным и равным 1,5 мм. При этом слои между собой не связывались для удобства задания мощности тепловыделения; Для расчета параметров течения использовалась модель осредненных по Рейнольдсу уравнений Навье-Стокса (RANS) с пристеночными функциями, учитывающая сжимаемость воздуха, поскольку в коллекторе воздух разгоняется до скоростей более 120 м/с. Из-за того, что скорость воздуха в коллекторе на 1–2 порядка выше скорости внутри кожуха, требуется использовать очень мелкую сетку(порядка 0,01 мм) внутри кожуха индуктора. При довольно больших габаритах индуктора и малых зазорах между витками расчетная модель будет включать большое число конечных элементов, что потребует долгого времени вычислений. Из-за ограничений имеющихся вычислительных возможностей задача вынужденной конвекции решалась в два этапа: – на первом этапе моделировалось течение в коллекторе и определялась скорость воздуха на выходе из отверстий, при этом подбирался диаметр выходных отверстий таким образом, чтобы скорость воздуха из них была примерно одинакова во всем коллекторе; – на втором этапе моделировалось течение между витками многослойного индуктора, при этом вместо коллектора задавалась скорость воздуха, найденная на первом этапе. 67 Модели коллектора и индуктора представлены на рис. 2.16. Длинные цилиндрические участки коллектора имеют регулярную призматическую структурированную сетку, ориентированную по направлению потока. Зоны Т-образных сочленений выполнены гибридной сеткой, имеющей тетраэдрические ячейки ближе к центру канала и треугольные у стенок. На основании рекомендаций [73] высота первой ячейки от стенки выбиралось такой, чтобы значение y+ не превышало 300, что необходимо для применения RANS-моделей турбулентности с пристеночными функциями. Размерность сеточной модели составила 571075 ячеек. Рис. 2.16. Сеточная модель коллектора и индуктора Поскольку геометрическая модель индуктора имеет множество узких каналов (0,5 – 1 мм), образованных соседними витками, при разбиении модели использовалась структурированная, ориентированная по потоку гексаэдрическая сетка. Это позволило сгустить сетку в направлении максимальных градиентов, и разредить ее там, где градиенты не велики. В итоге общая размерность сеточной модели индуктора составила 25052001 ячеек. Размер пристеночных ячеек брался таким, чтобы значение y+ было близко к 1, что необходимо для применения RANSмоделей турбулентности, применяемых для отрывных течений с теплообменом со стенками [73]. 68 При построении модели задавались граничные условия: – условие открытой границы на выходном патрубке, где назначалось полное (сумма статического и динамического) давление равное атмосферному и температура воздуха 18С; – начальная температура воздуха на входе в коллектор 18С; – расход воздуха на входе в коллектор 1500 л/мин; – условие «прилипания» (нулевой скорости потока на стенке) на всех поверхностях индуктора, контактирующих с протекающим воздухом; – условие симметрии на плоскостях, отделяющих расчетную область индуктора и коллектора от их симметричных половин; – физические свойства воздуха в виде ур. (2.22) – (2.25) (Глава 2); – теплообмен кожуха с окружающей средой в виде коэффициента теплоотдачи, полученного при решении задачи естественной конвекции (раздел 2.5); – условие излучения во внешнюю среду задавалось в виде степени черноты для многослойного индуктора 0,4 и кожуха 0,93. – неравномерная мощность тепловыделения в многослойном индукторе, полученная в результате решения электромагнитной задачи (раздел 2.3); Для управления сходимостью решения использовался шаг по времени τ, вычисляемый на основании среднего времени присутствия частицы газа в расчетной области: τ = L/4U, (2.29) где L, U – длина пути и скорость частицы. Для расчета течения в коллекторе шаг по времени брался равным 5×10-5 с, для течения в индукторе, где скорости воздуха значительно ниже, он брался для различных этапов численного решения в диапазоне 0,1…1,5×10-3 с. Учитывая, что экспериментальное исследование течения в многослойном индукторе практически нереализуемо и из-за специфики решаемой задачи, сравнительные данные других авторов отсутствуют, адекватность разработанной модели основывается на многочисленных верификационных тестах программы 69 ANSYS-CFX в области расчета компрессоров, турбомашин, вентиляторов и теплообменников [74]. 2.7. Выводы по главе 2 1. Разработана конструкция нагревателя и выбраны начальные параметры ИРН, которые использовались при построении математических моделей. 2. Разработана математическая модель электромагнитных процессов в индукционно-резистивном нагревателе с многослойным индуктором из провода с металлической защитной оболочкой. Проведено исследование свойств модели, в результате которого выбраны схема дискретизации расчетной области, тип и размеры конечных элементов, а также размеры расчётной области. 3. Проведена оценка вклада высших гармоник на потери в нагревателе. Установлено, что потери в оболочке провода увеличиваются на 20% за счет высших гармоник. Для корректного расчета электромагнитной задачи необходимо вводить поправочный коэффициент, увеличивающий потери в оболочке. 4. Разработана подпрограмма MultilayerСoil, предназначенная для удобства построения расчетной модели многослойного нагревателя по заданным параметрам, а также анализа результатов вычисления в многослойном индукторе. 5. Оценка точности электромагнитной задачи показала, что погрешность моделирования не превышает 8%, что говорит об адекватности разработанной модели и возможности ее дальнейшего использования для исследования электромагнитных параметров нагревателя. 6. Разработана тепловая модель нагревателя, учитывающая теплообмен локализатора за счет естественной конвекции и радиации. Исследованы свойства модели и выбраны размеры расчетной области и конечных элементов. 7. Оценка точности и адекватности тепловой модели показала, что погрешность расчета не превышает 10%. 8. Разработана газодинамическая модель естественной конвекции в нагревателе. Проведены исследования свойств модели, в результате чего выбраны модель течения воздуха, размеры расчётной области и сетки конечных элементов. Точ- 70 ность и адекватность модели подтверждена хорошим совпадением результатов тестовых расчетов с литературными данными. 9. Разработана модель принудительной конвекции в многослойном индукторе, с использованием которой исследовались параметры воздушной системы охлаждения. 71 ГЛАВА 3. ИССЛЕДОВАНИЕ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ, ТЕПЛОВЫХ И ГАЗОДИНАМИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В ИНДУКЦИОННО-РЕЗИСТИВНОМ НАГРЕВАТЕЛЕ 3.1. Задачи исследования ИРН должен обеспечивать нагрев локализатора с минимальными затратами энергии до температуры 450°С с перепадом температуры по длине не более 50°С. Для возможности достижения требуемых параметров, необходимо провести исследования электромагнитных, тепловых и газодинамических процессов в ИРН при различных режимах работы. Задачей исследования является определение оптимальных конструктивных соотношений нагревателя, а также параметров систем питания, регулирования температуры и охлаждения индуктора с учетом требований безопасности, надежности и энергноэффективности. Используя результаты моделирования, можно создавать промышленные нагреватели с улучшенными эксплуатационными и энергетическими характеристиками, что позволит расширить номенклатуру уничтожаемых боеприпасов и сделать нагреватели более универсальными. Для определения оптимальных конструктивных соотношений нагревателя в работе исследованы распределение плотности тока и температуры в локализаторе и индукторе, а также зависимости электрического КПД устройства от частоты питающего напряжения, тока, зазора между локализатором и индуктором, ширины индуктора, размера и материала провода. От правильного определения конструктивных соотношений и параметров индуктора зависит полнота уничтожения боеприпасов и энергоэффективность нагревателя. Для чего в исследовании оценивались достигнутая равномерность нагрева и электрический КПД. 72 3.2. Геометрия ИРН и методика проведения исследований Конструктивная схема нагревателя разработана в Главе 1 и включает локализатор с фиксированными размерами (Dнар = 450 мм, Dвн = 250 мм, Lлок = 700 мм) и многослойный индуктор (рис 3.1). Рис. 3.1. Конструктивная схема ИРН Для выбора оптимальных характеристик индуктора при исследовании, потребовавшем решения электромагнитной, тепловой и газодинамической задач, варьировались следующие величины и параметры, представленные в табл. 3.1. Таблица 3.1. Перечень варьируемых величин и параметров Варьируемые величины и Диапазон параметры Электромагнитная задача Ток индуктора, I 10–300 А Частота, f 40–1000 Гц Соотношение длин индуктора и 0,1–1,5 локализатора, Lин/Lлок Зазор, δ 0–70 мм Число слоев, n 1–7 шт. Шаг намотки провода: – радиальный, s 0–10 мм – осевой, S 0–10 мм Размеры провода: – толщина оболочки, t 0–1,4 мм – размеры сечения, А×В 5–20 мм Электрофизические свойства оболочки: Определяемый параметр Электрический КПД и коэффициент мощности ηэл; cos φ 73 – относительная магнитная проницаемость, µ – удельное электрическое сопротивление, ρ 0–600 (0,01–5)·106 Ом·м Плоский Магнитопровод П-образный Тепловая задача Ток индуктора, I 50–250 А Перепад темСоотношение длин индуктора и пературы по 0,45–1,14 локализатора, Lин/Lлок длине локализатора ΔТL Зазор, δ 0–60 мм Газодинамическая задача естественной конвекции Температура локализатора, Тлок 0–600°С Коэффициент теплоотдачи Температура окружающего воз20–100°С конвекцией духа, Тв αлок Давление в камере уничтоже10–2000 кПа ния, Рв Газодинамическая задача вынужденной конвекции Расход охлаждающего Коэффициент 500–3000 л/мин воздуха, G теплоотдачи конвекцией Температура охлаждающего 5–20°С αин воздуха, Твх Ввиду изначальной неясности влияния каждого из параметров, при исследовании менялся только один из них, а все остальные оставались фиксированными. Тем самым проверялось влияние каждого конкретного параметра при прочих равных. Для исследования использовалась математические модели, разработанные автором и представленные в Главе 2. Для создании геометрической модели нагревателя для электромагнитной и тепловой задач использовалась подпрограмма MultilayerСoil. При решении газодинамической задачи естественной конвекции геометрические размеры оставались постоянными, а менялась только температура локализатора, давление и температура окружающего воздуха. При решении задачи вынужденной конвекции менялся расход и температура охлаждающего воздуха. 74 3.3. Исследование энергетических характеристик ИРН Основными энергетическими показателями нагревателя являются электрический КПД ηэл и коэффициент мощности cos φ, по которым можно оценить его энергоэффективность. Электрический КПД показывает какая часть потребляемой мощности идет на нагрев локализатора и вычисляется следующим образом: эл Рлок Рлок , Ржил Робол (3.1) где: Рлок – полезная мощность, выделяющаяся в локализаторе за счет индукционного нагрева; Ржил, Робол – потери энергии в жиле и оболочке провода. Коэффициент мощности cos φ, показывает какую долю полной мощности S составляет активная мощность Р и вычисляется следующим образом: cos Р S (3.2) Для расчета данных величин решалась электромагнитная задача. Результаты расчетов нагревателя со 160 витками из квадратного провода с сечением жилы 36 мм2 (рис.1.10), изготовленного ОАО «Кирскабель», приведены в табл. 3.2. Таблица 3.2. Результаты расчета Ток, А Мощность тепловыделения в элементах системы, кВт Локализатор Жила Оболочка 110 13,4 2,039 15,9 Суммарные мощ- ηэл, ности системы отн. ед. S, P, Q, кВА кВт Квар 42,1 32,2 27,1 0,42 cos φ, отн. ед. 0,76 Исходя из данных табл. 3.2 составлен энергетический баланс нагревателя: Мощность, потребляемая от источника питания – 100%; Мощность, выделяющаяся в локализаторе – 42,8% (за счет нагрева в электромагнитном поле); Мощность, выделяющаяся в стальной оболочке провода – 50,8% (за счет нагрева в электромагнитном поле); 75 Мощность потерь в медной жиле – 6,4% (резистивный нагрев). Из приведенных данных видно, что потери в жиле и оболочке индуктора в сумме составляют более половины потребляемой мощности. Таким образом, нагреватель можно характеризовать условным КПД 42%, который учитывает передачу энергии в локализатор только за счет электромагнитного поля. Однако, нагрев локализатора частично обеспечивается за счет энергии, выделяющейся в оболочке и жиле провода. За счет потерь энергии в оболочке нагреватель обладает высоким естественным cos φ, что снижает затраты на устройства для компенсации реактивной мощности. В п. 3.3.3 проведено исследование и даны рекомендации по повышению КПД за счет изменения конструкции провода. На рис. 3.2 представлены поля мощности тепловыделения, напряженности магнитного поля, плотности тока и индукции в нагревателе, из которых видно, что наибольшая мощность тепловыделения наблюдается в поверхностном слое локализатора. Кроме этого, часть мощности идет на нагрев оболочки провода. Для оценки распределения потерь в многослойном индукторе с использованием подпрограммы MultilayerСoil, получены графики распределения сопротивления, потерь, напряженности магнитного поля и потерь по слоям и длине индуктора (рис. 3.3). а) в) плотности тока (в) и индукции (г) в нагревателе Рис 3.2. Поля мощности тепловыделения (а), напряженности магнитного поля (б), г) б) 76 77 б) а) в) Рис. 3.3. Мощность тепловыделения (а), напряженность магнитного поля (б) в жиле и оболочке, активное R и реактивное XL сопротивление (в) жилы Результаты расчета показали, что сопротивление витков в обмотке существенно зависит от расположения витков по длине индуктора. Как видно из рис. 3.3, сопротивление крайних витков индуктора значительно ниже сопротивления средних витков. Также расчеты показали, что с наибольшее сопротивление имеет внутренний слой индуктора (рис. 3.3, 1-й слой). Наибольшая мощность тепловыделения наблюдается в оболочке провода на двух внутренних слоях. Видно, что мощность тепловыделения в оболочке в 100 раз превышает мощность в жиле. Наибольшее тепловыделение наблюдается в центральной части индуктор, где за счет наложения полей соседних витков возникает наибольшая плотность тока. 78 3.3.1. Исследование влияния тока и частоты Проведено исследование влияния тока и частоты индуктора на его энергетические характеристики (рис. 3.4). Установлено, что на средних частотах существенно возрастают потери в оболочке провода, что ведет к снижению ηэл практически до нуля. Кроме этого, при увеличении частоты уменьшается глубина проникновения электромагнитной волны, что приводит к перегреву тонкого поверхностного слоя локализатора и увеличению время его нагрева. Выбран вариант питания от промышленной частоты 50 Гц, обеспечивающий приемлемые энергетические характеристики ηэл = 0,42, cos φ = 0,74, и не требующий дорогих и сложных в эксплуатации преобразователей частоты. Рис. 3.4. Зависимость энергетических характеристик от частоты тока Снижение КПД нагревателя при увеличении частоты объясняется тем, что увеличиваются потери в оболочке провода из нержавеющей стали, а cos φ увеличивается, за счет того, что вся энергия идет на нагрев оболочки. Исходя из того, что нагреватель работает в двух режимах (пусковой нагрев и режим уничтожения), нагрев локализатора при пуске должен осуществляться на номинальных значениях тока и мощности, а для поддержания температуры и компенсации тепловых потерь при уничтожении боеприпасов ток и мощность должны снижаться. Для оценки необходимых параметров питающей сети в режимах нагрева и уничтожения проведено моделирование электромагнитной и нестационарной теп- 79 ловой задачи в два этапа. На первом этапе подбирался ток, обеспечивающий нагрев локализатора за 4–5 ч. Затем, при достижении требуемой температуры 450°С и времени нагрева решение останавливалось. На втором расчетном этапе ток снижался до тех пор, пока температура локализатора не стабилизировалась во времени. Из-за длительного времени решения связанной электротепловой задачи, при моделировании были приняты допущения, что ток меняется скачкообразно при переходе от первого этапа ко второму, тепловые и электрофизические свойства не зависят от температуры, а также не учитывается теплообмен при уничтожении боеприпасов (исследование тепловых режимов локализатора при уничтожении боеприпасов проведено в Главе 4). На рис. 3.5 представлены графики изменения температуры, тока и электрического КПД в процессе работы нагревателя. Рис.3.5. Изменение температуры локализатора Тлок, тока индуктора Iин, cos φ и ηэл в разных режимах работы нагревателя Было проведено также исследование энергетических характеристик нагревателя в наиболее энергозатратном режиме – режиме пускового нагрева. Оптимизировав характеристики нагревателя при работе в данном режиме, можно добиться повышения энегоэффективности нагревателя за весь период работы. Результаты исследования влияния тока на энергетические характеристики нагревателя приведены на рис.3.6. При увеличении тока от 10 до 130 А идет стремительный рост КПД, а при дальнейшем увеличении тока из-за возрастания потерь в оболочке провода электрический КПД индуктора стабилизируется. 80 Рис. 3.6. Зависимость энергетических характеристик от тока индуктора В результате исследования установлено, что при пусковом нагреве ток должен составлять 110–130 А, а в режиме уничтожения 30–40 А. Для изменения напряжения питания в процессе работы нагревателя предложена система регулирования температуры (Глава 4). 3.3.2. Исследование влияния размеров индуктора Определив наиболее подходящие частоту и силу тока, обеспечивающие высокие значения cos φ и ηэл, исследовалось влияние геометрических размеров индуктора на эти характеристики. Результаты исследования приведены на рис. 3.7. Из рисунка видно, что при изменении отношения длин индуктора и локализатора Lин/L (рис.3.7, а) максимальный электрический КПД, равный 0,42, достигается при отношении Lин/L = 0,6, при этом cos φ = 0,76. Отмечено, что в полном соответствии с теорией индукционного нагрева увеличение зазора δ между индуктором и локализатором ведет к снижению ηэл и cos φ (рис. 3.7, б). Учитывая это, зазор δ = 30–40 мм выбирался минимально возможным с сохранением возможности извлечения деформированного локализатора [75]. Установлено, что шаг намотки провода в осевом направлении Sос (при его изменении в узком интервале значений от 10 до 20 мм) практически не оказывает влияния на энергетические характеристики нагревателя (рис. 3.7, в). 81 а) в) б) г) Рис. 3.7. Зависимость энергетических характеристик ИРН от длины (а), зазора (б), шага намотки (в) и числа слоев (г) индуктора При увеличении шага в радиальном направлении Sрад, (в том же диапазоне) электрический КПД увеличивается, что объясняется уменьшением плотности тока, и соответственно, потерь в оболочке провода. Однако, за счет этого увеличиваются габариты и металлоемкость нагревателя. Поэтому шаг намотки провода выбирался минимальным Sрад = Sос = 11–12 мм, обеспечивающим гарантированный зазор между витками для прохождения охлаждающего воздуха, т.е. определялся условиями надежного охлаждения индуктора. Анализ влияния количества слоев в индукторе на его энергетические характеристики показал (рис.3.7, г), что наименьшие потери при достаточно высокой активной мощности в локализаторе достигаются в индукторе с числом слоев n = 3–4. Увеличение количества слоев ведет к снижению электрического КПД из-за увеличения потерь в оболочке провода. 82 3.3.3. Исследование влияния размеров обмоточного провода Учитывая специфичную и не обычную для индукционных нагревателей конструкцию обмоточного провода с металлической оболочкой, особый интерес представляет влияние конструкции и размеров провода на энергетические характеристики нагревателя. В настоящем разделе дается сравнение энергетических характеристик нагревателя при использовании разработанного провода (Глава 1) и провода с улучшенными характеристиками по результатам моделирования. Как показали исследования, размеры и материал оболочки существенно влияют на энергетические характеристики нагревателя. С увеличением толщины оболочки t (рис. 3.8, а) КПД снижается, что связано с увеличением потерь в оболочке. Поэтому необходимо стремиться к уменьшению толщины оболочки. Существующая технология позволяет изготавливать провод с толщиной оболочки 0,5–0,6 мм, при этом КПД нагревателя составляет ηэл = 0,42. При квадратном сечении провода увеличение площади токопроводящей жилы Sж ведет к снижению потерь в ней, но из-за увеличения габаритов провода A×B увеличиваются потери в оболочке, что в итоге ведет к снижению ηэл (рис. 3.8, б). По итогам исследования установлено, что оптимальным сечением жилы является Sж = 34–38 мм2. а) б) в) Рис. 3.8. Зависимость энергетических характеристик от толщины оболочки (а), сечения жилы (б) и размеров провода (в) Проведено исследование прямоугольного сечения провода с разным соотношением сторон при сечении жилы 36 мм2 (рис.3.8, в). В результате установлено, 83 что для снижения потерь соотношение длины и высоты провода должно составлять А/B = 1,5–1,7. Одним из вариантов снижения потерь в оболочке является применение вместо нержавеющей стали других материалов. Исследования материалов с разными электрофизическими свойствами показали, что применение магнитных материалов нецелесообразно, так как существенно возрастают потери в оболочке и КПД снижается практически до нуля (рис. 3.9). Из рис. 3.9 видно, что с увеличением удельного электрического сопротивления материала оболочки ηэл возрастает. При использовании диэлектрической оболочки электрический КПД может достигать 0,92 [76]. Рис. 3.9. Зависимость энергетических характеристик от свойств материала оболочки Как было сказано в Главе 1, выбор провода с металлической оболочкой обусловлен требованиями по прочности, температуре эксплуатации и защите от коррозионно-активных сред. Анализ обмоточных проводов с неметаллической изоляцией показал, что они не удовлетворяют данным требованиям. Поэтом единственным вариантом повышения энергетических параметров является использование в качестве материала оболочки никель-хромовых сплавов, например Inconel или Incoloy (российские аналоги ХН78Т, ХН32Т). Данные сплавы обладают высокой коррозионной стойкостью при температурах до 600°С, а также большим, чем у нержавеющей стали, удельным электрическим сопротивлением [52]. 84 В результате исследования определены оптимальные параметры индуктора и предложены мероприятия по повышению энергетических характеристик, в частности, показана целесообразность увеличения удельного электрического сопротивления оболочки, а также уменьшения ее толщины и высоты сечения провода. В табл. 3.3 приведено сравнение энергетических характеристик нагревателей при разной конструкции провода. Таблица 3.3. Сравнение параметров ηэл и cos φ нагревателя при разной конструкции провода Параметр Длина индуктора L , мм ин Число слоев n, шт Зазор δ, мм Шаг намотки Sрад, Sос ,мм Ток I, А Наружный размер провода A×B, мм Размер жилы, а×b, мм Толщина оболочки t, мм Материал оболочки: –μ – ρ·10-6, Ом·м ηэл cos φ Цена провода, руб/км Изготовленный провод Улучшенный провод 450 4 20 11–12 100-120 Прирост ηэл, % – – – – 10×10 13×8 6×6 0,6 08Х18Н10Т 2,5 (эксп.) 0,72 0,42 0,78 1 500 000 8×4 0,25 Inconel 625 1,001 1,3 0,62 0,68 2 200 000 3,6 25,0 19,0 47,6 – – Исследования показали, что при использовании улучшенного провода можно увеличить электрический КПД до ηэл = 0,62, при небольшом снижении cos φ. Однако, из-за использования дорогих сплавов существенно увеличивается цена провода. Кроме этого, существующие на ОАО «Кирскабель» технология и оборудование в настоящее время не позволяют изготавливать провод с улучшенными параметрами. Поэтому, в работе проводится исследование ИРН с параметрами для изготовленного провода (рис. 1.11). 85 3.3.4. Оценка влияния магнитопровода Одним из способов увеличения энергетических характеристик обычного индукционного нагревателя промышленной частоты является использование магнитопровода. При этом положительный эффект при определенной конфигурации магнитопровода заключается в повышении коэффициента мощности и увеличении активной мощности, предаваемой в загрузку [34]. Для оценки влияния магнитопровода на энергетические характеристики ИРН проведено исследование двух вариантов магнитопроводов: плоского и Побразного. При моделировании толщина магнитопровода принималась постоянной – 20 мм, при этом секционность и шихтованность магнитопровода не учитывалась. Магнитопровод принимался из электротехнической стали с относительной магнитной проницаемостью 1190 (при значении напряженности магнитного поля 1000 А/м). Результаты исследования представлены на рис.3.10. Расчеты проведены при геометрических размерах индуктора, представленных в табл. 3.3 и токе 110 А. Рис.3.10. Изменение плотности тока по длине локализатора и суммарных потерь по длине индуктора: 1 – П-образный; 2 – плоский; 3 – без магнитопровода Из рис. 3.10 видно, что при использовании магнитопровода возрастают суммарные потери в индукторе, при этом для П–образного магнитопровода увеличиваются потери в крайних витках обмотки. Наибольшие потери возникают в оболочке провода, что объясняется увеличением плотности тока по слоям и длине индуктора. Кроме этого, применение магнитопровода способствует увеличению 86 мощности тепловыделения в центральной части локализатора (под индуктором), что нежелательно, так как ведет неравномерному нагреву локализатора по длине. В табл. 3.4 приведено сравнение энергетических характеристик нагревателя при использовании магнитопровода. Расчеты проведены при геометрических размерах индуктора, представленных в табл.3.3 и токе 110 А. Таблица 3.4. Сравнение энергетических параметров нагревателя с магнитопроводом и без него Параметр Без магнитопровода Магнитопровод Плоский П-образный Эскиз Полезная мощность в локализаторе, кВт Потери в жиле, кВт Потери в оболочке, кВт Потери в магнитопроводе, кВт ηэл cos φ 13,4 14,01 14,64 2,035 15,9 2,049 17,8 2,051 19,26 – 1,8 2,83 0,42 0,76 0,39 0,83 0,37 0,85 Из табл. 3.3. видно, что применение магнитопровода ведет к снижению электрического КПД нагревателя на 5–7% из-за дополнительных потерь в самом магнитопроводе и увеличении потерь в оболочке провода. Кроме этого, применение магнитопровода нецелесообразно в связи с дополнительным усложнением конструкции нагревателя и увеличением трудоемкости его изготовления. Положительным моментом использования магнитопровода является снижение реактивного сопротивления индуктора на 10–15%, что приводит к увеличению коэффициента мощности. Кроме этого, магнитопровод экранирует электромагнитные поля и защищает близлежащее оборудование от электромагнитного излучения. 87 3.4. Исследование тепловых параметров ИРН В разделе 3.3 проведено исследование энергетических параметров ИРН и выбраны основные параметры, обеспечивающие высокий электрический КПД и коэффициент мощности. В настоящем разделе проводится расчет тепловых полей в локализаторе. В расчете оценивается достигнутая равномерность нагрева локализатора по его длине, которая определяет полноту уничтожения боеприпасов. Учитывая, что нагреватель работает в стационарном режиме уничтожения и нестационарном режиме пускового нагрева температурные поля исследовались для каждого из них. В стационарном режиме исследовалось влияние геометрических параметров индуктора на равномерность нагрева локализатора. В нестационарном режиме исследовался процесс нагрева локализатора с переменной толщиной стенок и изменение перепада температуры по длине локализатора в процессе нагрева. 3.4.1. Исследование влияния параметров индуктора на равномерность нагрева локализатора Особенностью уничтожаемых боеприпасов является то, что их длина в 6 раз больше диаметра. При неравномерном нагреве длинного боеприпаса вначале происходит взрыв более нагретой части боеприпаса с отбросом неразорвавшейся, что недопустимо. Поэтому равномерность нагрева локализатора существенно влияет на полноту уничтожения боеприпасов. Установлено, что для полного уничтожения перепад температуры по длине локализатора не должен превышать 50°С. Исследование равномерности нагрева локализатора проводилось в стационарном тепловом режиме, отвечающем режиму уничтожения боеприпасов. При этом количество слоев индуктора (4 слоя) и размеры обмоточного провода (10 × 10 мм) принимались постоянными. На рис. 3.11 представлены поля температуры в локализаторе при разной толщине стенки. 88 Рис.3.11. Поля температуры в локализаторе при разной толщине стенки Из рис. 3.11 видно, что для достижения температуры внутри локализатора Твн = 450°С температура снаружи локализатора должна быть Тнар = 500°С. Из-за разной интенсивности конвективной теплоотдачи (раздел 3.5.1) перепад температуры на внешней поверхности больше, чем на внутренней. При этом перепад температуры на внутренней поверхности существенно зависит от толщины стенки S, при прочих равных условиях. Установлено, что с увеличением толщины стенки перепад температуры на внутренней поверхности увеличивается (табл. 3.5). Таблица 3.5. Перепад температуры по длине локализатора в разных сечениях Параметр ΔТ1 ΔТ2 ΔТ3 ΔТ4 Толщина стенки S, мм Наружная 60 90 120 Перепад, °С 123 25 40 52 На рис. 3.12 приведены графики температуры по длине внутренней и внешней поверхности при разной толщине стенки локализатора. 89 Рис. 3.12. Распределение температуры по длине локализатора в разных сечениях. Точки 2, 3, 4 – толщина стенки 60, 90, 120 мм; 1 – наружная поверхность Учитывая, что боеприпас размещается на нижней стенке локализатора (рис. 3.12, точка 4), имеющей наибольший перепад температуры, исследование влияния параметров индуктора на равномерность нагрева производились только для наружной ΔТнар и внутренней ΔТвн (S = 120 мм) поверхностей локализатора. Результаты исследования представлены на рис. 3.13. а) б) в) Рис. 3.13. Зависимость перепада температуры на внешней ΔТнар и внутренней ΔТвн поверхностях локализатора от тока Iин (а) и длины индуктора Lин (б), зазора между локализатором и индуктором δ (в) Из рис. 3.13 видно, что ΔТнар сильно возрастает при увеличении тока индуктора (рис. 3.13, а), что связано с увеличением активной мощности в локализаторе, ΔТвн возрастает менее стремительно из-за тепловой инерционности. Уменьшение длины индуктора (рис. 3.13, б) также ведет к увеличению перепада температуры 90 на наружной и внутренней поверхностях локализатора. При увеличении зазора (рис. 3.13, в) ΔТнар и ΔТвн увеличиваются из-за снижения активной мощности в локализаторе и увеличении интенсивности конвективного теплообмена. Анализируя полученные данные, выбраны следующие параметры индуктора: отношение длин индуктора и локализатора Lин/Lлок = 0,4 – 0,5, зазор δ = 30 – 40 мм и ток индуктора Iин = 110 А, при которых достигается перепад температуры на внутренней поверхности ΔТвн = 50°С [13]. Графики температуры для выбранного соотношения параметров приведены ранее на рис. 3.12. На рис. 3.14 представлены температурные поля в многослойном индукторе. Рис. 3.14. Температурное поле в многослойном индукторе (показана половина индуктора) Из рис. 3.14 видно, что температура по длине и слоям различаются при одинаковых условиях охлаждения. Наибольшая температура наблюдается в средней части индуктора на внутреннем слое (рис. 3.15) [55]. Рис. 3.15. Температура многослойного индуктора (1, 2, 3, 4 – номера слоев) 91 С целью определения температуры индуктора при разных условиях охлаждения исследовались зависимости средней Тсрин и максимальной Тmaxин температуры индуктора от коэффициента теплоотдачи αин (табл. 3.6). Таблица 3.6. Средняя и максимальная температура индуктора при разной интенсивности охлаждения αин, Вт/(м2·°С) 2 5 10 20 40 60 100 Тmaxин, °С 1200 840 650 515 305 110 54 Тсрин, °С 935 690 548 389 255 76 47 Исследования показали, что с увеличением интенсивности охлаждения температура индуктора снижется. Для обеспечения температуры индуктора 350– 400 °С коэффициент теплоотдачи индуктора должен составлять 30 – 35 Вт/(м2°С). В результате исследований стационарного теплового режима нагревателя составлена схема потоков тепла (рис. 3.16) и тепловой баланс (табл. 3.7). Таблица 3.7. Тепловой баланс ИРН Мощность, подводимая к индуктору Р Итого: Приход,% Статьи Расход, % 42,8 100,0 Тепло, выделяющееся в локализаторе за счет индукционного нагрева, Рлок Тепловые потери локализатора, РпотЛ Тепло, передающееся от индуктора к локализатору за счет теплообмена, Рперед Тепло, забираемое охлаждающим воздухом Рохл Тепловые потери индуктора, РпотИН Итого: 100,0 Тепло, выделяющееся в индукторе, Рин Статьи 2,7 13,8 37,0 3,7 100,0 92 Из схемы видно, что мощность, потребляемая индуктором Р, расходуется на нагрев локализатора Рлок и индуктора Рин, при этом тепловыделение в индукторе складывается из тепловыделения в оболочке Роб и жиле Ржил провода. Мощность тепловыделения в индукторе переРис. 3.16. Схема тепловых потоков в ИРН дается на нагрев локализатора Рперед, забирается охлаждающим воздухом Рохл и расходуется на потери в окружающею среду РпотИН. За счет теп- ла, которое передается от индуктора к локализатору Рперед, тепловой КПД нагревателя составляет ηт = 56,6 %. 3.4.2. Исследование пускового нагрева локализатора Настоящий раздел посвящен исследованию нагрева локализатора с переменной толщиной стенок. Для исследования использовалась разработанная тепловая модель в нестационарной постановке. При моделировании использовались параметры индуктора, выбранные в предыдущем разделе. В результате моделирования получены зависимости нагрева локализатора в разных точках в средней его части (рис. 3.17). Установлено, что при увеличении толщины стенки локализатора время пускового нагрева увеличивается. При уничтожении боеприпасов наиболее важным является обеспечение температуры в нижней части локализатора, на которой размещается боеприпас (рис. 3.17, точка 4). Поэтому исследования проводились для внутренней части локализатора с толщиной 120 мм. На рис. 3.18 представлены результаты исследования зависимости температур локализатора и индуктора в ходе нагрева при разных значениях тока. 93 Рис. 3.17. Графики нагрева локализатора в разных сечениях а) б) в) Рис. 3.18. Температура наружной (а) и внутренней (б) поверхностей локализатора и индуктора (в) при токе 60, 110, 160 и 200 А (кривые 1, 2, 3, 4 соответственно) Установлено, что при увеличении тока индуктора время нагрева локализатора уменьшается, при этом происходит перегрев наружной поверхности локализатора выше 500°С из-за того, что температура не успевает перераспределиться по объему локализатора. Кроме этого происходит перегрев индуктора выше 400°С, что требует увеличения интенсивности его охлаждения. В результате исследования выбран ток индуктора 110 А, при котором время пускового нагрева составляет 4 часа и температура обмотки не превышает 300°С. С использованием модели получена зависимость перепада температуры в наиболее толстой части локализатора при пусковом нагреве (рис. 3.19). Из графика видно, что на начальном этапе наиболее интенсивно происходит нагрев центральной части локализатора, затем при достижении 450°С происходит перерас- 94 пределение температуры по локализатору и перепад уменьшается. Видно также, что вначале перепад температуры по длине ΔТL возрастает, затем после нескольких часов нагрева перепад уменьшается до допустимого при уничтожении боеприпасов [77]. Рис. 3.19. Графики температуры по длине локализатора в разные моменты нагрева (время в минутах) и зависимость перепада температуры от времени нагрева На рис. 3.20 представлены температурные поля в локализаторе при его пусковом нагреве, из которого видно, что в вначале происходит поверхностный нагрев локализатора в центральной части, затем температура перераспределяется по толщине и вдоль локализатора. Через 200 мин после начала нагрева температура локализатора достигает 450°С, при этом перепад температуры по длине не превышает 50°С. Рис. 3.20. Температурные поля в локализаторе при пусковом нагреве (толщина стенки 120 мм) 95 3.5. Исследование естественной конвекции в ИРН Исследования проводились с использованием математической модели, разработанной в разделе 2.5. Целью исследования являлось установление зависимостей коэффициента теплоотдачи от температуры локализатора, температуры окружающего воздуха и давления внутри камеры уничтожения. 3.5.1. Исследование зависимости коэффициента теплоотдачи от температуры локализатора Задачей исследования являлось определение зависимости коэффициента теплоотдачи от температуры локализатора при его нагреве от 20°С до 500°С в условиях постоянной температуры окружающего воздуха 20°С и давлении 100 кПа. На рис. 3.21 представлены поля температуры и скорости воздуха в двух плоскостях симметрии при температуре локализатора 450°С. Анализируя рисунок, можно сделать вывод, что условия обтекания в разных сечениях локализатора существенно различаются. Видно что, преобладает вертикальный поток воздуха. При этом, наибольшая скорость (2 м/с) наблюдается около торцов локализатора. Внутри локализатора и в зазоре между локализатором и индуктором течение низкоскоростное (0,5 м/с). Рис. 3.21 Поля температуры и скорости воздуха в двух плоскостях симметрии нагревателя Учитывая вышесказанное, коэффициент теплоотдачи локализатора также будет различаться по сечениям. На рис. 3.22 и 3.23 приведена картина распреде- 96 ления коэффициента теплоотдачи локализатора и график изменения коэффициента теплоотдачи по окружности в разных сечениях по длине. α, Вт/м2К 2 1 3 4 Рис. 3.22. Распределение коэффициента теплоотдачи по поверхности при температуре локализатора 450°С Рис. 3.23. Изменение коэффициента теплоотдачи в окружном направлении в разных сечениях локализатора по длине на внутренней и наружной поверхностях: 1, 1ʹ – 350 мм; 2, 2ʹ – 250 мм; 3, 3ʹ – 150 мм; 4, 4ʹ – 100 мм; 5, 5ʹ – 50 мм Проанализировав рисунки, боковую поверхность локализатора по его длине можно разделить на четыре области с близкими условиями теплоотдачи (рис. 3.22): внутренняя поверхность (1), наружная поверхность локализатора, охваченная (2) и неохваченная (3) индуктором, торцовые поверхности (4) [46]. Из-за разной постановки моделей прямая передача данных между газодинамической и тепловой задачами невозможна. Для передачи данных в выбранных областях локализатора производилось осреднение коэффициента теплоотдачи, 97 который затем задавался на соответствующих частях тепловой модели. В результате исследования получены зависимости осредненного коэффициента теплоотдачи от температуры локализатора (рис. 3.24) в выбранных частях локализатора [55]. Рис. 3.24. Зависимость коэффициента теплоотдачи от Тлок 3.5.2. Исследование зависимости коэффициента теплоотдачи от температуры и давления воздуха внутри камеры уничтожения Данное исследование проведено с целью получения зависимости коэффициента теплоотдачи от температуры воздуха и давления внутри камеры уничтожения. Необходимость исследования определяется тем, что в режиме уничтожения происходит изменение давления внутри камеры уничтожения: – при загрузке боеприпаса атмосферное давление 100 кПа; – при нагреве боеприпаса внутри камеры давление 100 Па; – после взрыва давление 2 МПа. Кроме этого, при длительной работе нагревателя камера уничтожения и воздух внутри нее нагреваются (по экспериментальным данным до 50°С), что требует оценки снижения интенсивности теплоотдачи. Исследование зависимости коэффициента теплоотдачи проводилось в диапазоне давления Рв = 10 … 2000 кПа при постоянной температуре локализатора 98 450°С и окружающего воздуха Тв0 = 20°С и в диапазоне температуры окружающего воздуха Тв = 0…100°С при Рв0 = 100 кПа. На рис. 3.25 представлены зависимости коэффициента теплоотдачи от превышения температуры окружающего воздуха Δв = Тв –Тв0 и относительного давления Δд = Рв – Рв0 в камере уничтожения [64]. Из графиков видно, что максимальный коэффициент теплоотдачи наблюдается при атмосферном давлении, при уменьшении или увеличении давления коэффициент теплоотдачи существенно снижется. Повышение температуры окружающего воздуха ведет к снижению коэффициента теплоотдачи. Рис. 3.25. Зависимости коэффициента теплоотдачи от температуры окружающего воздуха и давления Полученные закономерности использовались при создании структурной модели ИРН (Глава 4) для исследования режимов пускового нагрева и уничтожения боеприпасов. 3.6. Исследование вынужденной конвекции в ИРН Из-за больших потерь в индукторе для поддержания его температуры ниже 400°С необходимо принудительное воздушное охлаждение. В расчете системы охлаждения одной из ключевых неизвестных величин является коэффициент теплоотдачи многослойного индуктора, который определяет интенсивность отвода 99 тепла. Этот коэффициент зависит главным образом от скорости и характера обтекания воздухом индуктора. Исходя из этого, целью исследования являлось определение коэффициента теплоотдачи индуктора для последующего его задания в качестве граничного условия в тепловой задаче. Исследования проводились с использованием математической модели, разработанной в разделе 2.6. Моделирование проводилось в стационарном режиме работы индуктора (режим уничтожения), при этом варьировалась температура на входе в коллектор в диапазоне Твх = 5…20°С и расход воздуха G = 500…3000 л/мин. Мощность тепловыделения в индукторе принималась постоянной, вычисленной для тока 110 А. На первом этапе расчета определялись параметры течения воздуха в коллекторе. Исследование заключалось в определении скорости воздуха на выходе из коллектора с фиксированными размерами при разном расходе на входе, результаты исследования приведены в табл. 3.8 и на рис. 3.26. Таблица 3.8. Зависимость скорости воздуха на выходе из коллектора от расхода Расход воздуха G, л/мин 500 Средняя скорость Давление в колна выходе из коллекторе, МПа лектора, м/с 0,14 42 Максимальная скорость в коллекторе, м/с 91 1500 0,23 89 128 2000 0,34 128 290 3000 0,58 190 370 100 Рис. 3.26. Скорость воздуха внутри и на выходе из отверстий коллектора при расходе G = 1500 л/мин Из таблицы видно, что при расходе более 2000 л/мин в локальных частях коллектора возникает трансзвуковое течение (скорость более 350 м/с), при котором возникают сильные колебания и воздушные ударные волны, что дополнительно нагружает коллектор. Для уменьшения скорости воздуха при большом расходе необходимо увеличивать площадь поперечного сечения коллектора, что ведет к увеличению габаритов индуктора. Поэтому при выбранных размерах коллектора наиболее приемлемым является расход 1500 – 2000 л/мин. На втором этапе моделировалось течение воздуха в зазорах многослойного индуктора, при этом в качестве начального условия задавалась скорость воздуха на выходе из коллектора, полученная на предыдущем этапе. В расчетах мощность тепловыделения в многослойном индукторе принималась постоянной, вычисленной для тока 110 А, варьировалась температура охлаждающего воздуха в диапазоне от 500 до 3000 л/мин и скорость на выходе из коллектора, вычисленная для определённого расхода (табл. 3.8). В результате моделирования получены данные о скорости и температуре воздуха внутри индуктора (рис. 3.27), из которого видно, что наибольшая скорость воздуха (23 м/с) наблюдается между 2-м и 3-м слоями индуктора, где размещен коллектор. За счет замкнутого движения воздуха внутри кожуха около наружного и внутреннего слойов скорость воздуха составляет 111 м/с. Наименьшая скорость воздуха (0,5 м/с) наблюдается в зазорах между витками. 101 Рис.3.27. Скорость и температура воздуха внутри кожуха индуктора при расходе G = 1500 л/мин Исходя из разных условий обтекания, в многослойном индукторе наблюдается неравномерное распределение коэффициента теплоотдачи по длине и слоям (рис. 3.28). 1 слой (внутр.) 2 слой 3 слой 4 слой (нар.) Рис. 3.28. Распределение коэффициента теплоотдачи по слоям индуктора при расходе G = 1500 л/мин Наибольший коэффициент теплоотдачи (30 Вт/м 2°С) наблюдается на внутренней и наружной поверхности 2-ого и 3-ого слоев. На наружной и внутренней части 1-ого и 4-ого слоев коэффициент теплоотдачи составляет 12 Вт/м 2°С, в зазорах между витками – 4 Вт/м2°С. На рис. 3.29 видно, что наибольшая температура индуктора наблюдается в средней части индуктора, что обусловлено наибольшими электрическими потерями (раздел 3.3). Несмотря на довольно низкий коэффициент теплоотдачи, темпе- 102 ратура обмотки в средней части при выбранных параметрах системы охлаждения, не превышает 400°С (рис. 3.29), что говорит о достаточности ее охлаждения. 1 слой (внутр.) 2 слой 3 слой 4 слой (нар.) Рис. 3.29. Распределение температуры по слоям индуктора при G = 1500 л/мин Для оценки возможности интенсификации теплоотдачи индуктора проведено исследование влияния расхода и температуры охлаждающего воздуха на коэффициент теплоотдачи многослойного индуктора. Результаты исследования представлены в табл. 3.9 и 3.10. Таблица 3.9. Зависимость коэффициента теплоотдачи от температуры охлаждающего воздуха при G = 1500 л/мин Температура воз- Температура воз- Средний коэффици- Средняя темпедуха на входе в духа на выходе из ент теплоотдачи ин- ратура индукколлектор Твх, °С индуктора Твых, °С дуктора αин, Вт/м2К тора Тин, °С 5 115 9,3 264 10 15 143 167 8,7 8,2 298 320 20 230 7,6 368 Таблица 3.10. Зависимость коэффициента теплоотдачи от расхода охлаждающего воздуха при Твх = 15°C Расход воздуха на Температура возду- Средний коэффици- Средняя темвходе в коллектор ха на выходе из ин- ент теплоотдачи ин- пература ин2 G, л/мин дуктора Твых, °С дуктора αин, Вт/м К дуктора Тин, °С 500 284 6,3 463 1500 167 8,2 320 2000 123 11,3 243 3000 81 15,1 156 103 Из табл. 3.9 и 3.10 видно, что для увеличения коэффициента теплоотдачи необходимо или увеличивать расход, или снижать температуру охлаждаю его воздуха. Для снижения температуры входящего воздуха требуются специальные холодильники, поэтому наиболее простым способом интенсификации теплообмена является увеличение расхода. В результате исследования для поддержания температуры обмотки в диапазоне 350–400°С расход охлаждающего воздуха должен быть 1500-1800 л/мин при температуре охлаждающего воздуха 15°С. Полученные данные использовались при выборе параметров системы подачи сжатого воздуха и в разработке структурной модели ИРН. 3.7. Выводы по главе 3 1. Проведено исследование энергетических характеристик ИРН, в результате выбран ток индуктора, количество слоев, ширина индуктора и зазор между индуктором и локализатором. Выявлено, что наибольшее влияние на энергетические параметры оказывает толщина оболочки и ее материал. 2. Составлен энергетический баланс нагревателя при использовании провода, изготавливаемого ОАО «Кирскабель» , из которого видно, что половина потребляемой мощности идет на нагрев оболочки, что приводит к низкому значению электрического КПД. 3. Даны рекомендации по повышению электрического КПД нагревателя за счет изменения конструкции обмоточного провода, в том числе уменьшение толщины и увеличение удельного электрического сопротивления материала оболочки. 4. Исследованы тепловые параметры ИРН, выбран зазор, ширина и ток индуктора при которых, обеспечивается допустимый перепад температуры по длине локализатора. Получены зависимости температуры и перепада температуры по длине локализатора в разных сечениях от времени пускового нагрева. Установле- 104 но, что за счет передачи тепла от индуктора к локализатору тепловй КПД нагревателя составляет 56%. 5. Исследован процесс естественной конвекции нагревателя внутри камеры уничтожения. Установлена зависимость коэффициента теплоотдачи локализатора от его температуры, температуры окружающего воздуха и давления внутри камеры уничтожения. 6. Разработана коллекторная система охлаждения многослойного индуктора и исследовано течение воздуха в ней. Выбраны размеры коллектора, обеспечивающие равномерное охлаждение индуктора. 7. Исследована вынужденная конвекция в системе охлаждения ИРН, установлены зависимости коэффициента теплоотдачи многослойного индуктора от расхода и температуры охлаждающего воздуха. Выбраны параметры системы охлаждения, обеспечивающие температуру индуктора ниже 400 °С. 105 ГЛАВА 4. РАЗРАБОТКА СТРУКТУРНОЙ МОДЕЛИ СИСТЕМЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ И ИССЕДОВАНИЕ РЕЖИМОВ РАБОТЫ ИНДУКЦИОННО-РЕЗИСТИВНОГО НАГРЕВАТЕЛЯ 4.1. Постановка задачи Как показали тепловые расчеты, проведенные в Главе 3, тепловые потери с поверхности локализатора за счет естественной конвекции не обеспечивают стабилизацию температуры в режиме уничтожения боеприпасов. В Главе 1 определено, что для уничтожения боеприпасов с заданной производительностью, температура внутри локализатора должна составлять Тлок = 450 ± 20°С. Повышение температуры локализатора выше 500°С недопустимо по следующим причинам: – снижения прочностных свойств материала, что ведет к быстрому разрушению локализатора при многократных подрывах; – снижения магнитных свойств локализатора, что негативно сказывается на эффективности его нагрева; – уменьшению времени уничтожения и возможности взрыва боеприпаса раньше, чем закроются шиберные устройства камеры уничтожения. Кроме этого, при взрыве боеприпаса часть тепловой энергии поглощается локализатором, что ведет к его дополнительному нагреву изнутри. В Главе 3 установлено, что из-за больших потерь в оболочке провода происходит его сильный нагрев. Несмотря на то, что допустимая температура эксплуатации провода составляет 400°С, для надежной и длительной его работы перегрев выше 350°С нежелателен. При слабом охлаждении или неисправности системы подачи воздуха возможен перегрев индуктора, что приведет к выходу его из строя [77]. В связи с этим возникает задача синтеза системы регулирования температуры локализатора для обеспечения стабильности уничтожения боеприпасов и предотвращения перегрева индуктора. Для этих целей предложена замкнутая система 106 автоматического регулирования, в которой управляющее воздействие формируется по результатам контроля температуры локализатора и индуктора. В установившемся режиме уничтожения изменение характеристик локализатора, таких как, теплоемкость, теплопроводность, коэффициент теплоотдачи, практически не происходит, вследствие чего их можно считать постоянными. В этом случае требуемые параметры процесса могут быть обеспечены системой стабилизации с обратной связью по температуре. В результате создания системы регулирования решены следующие задачи: – исследованы параметры пускового нагрева локализатора в зависимости от параметров питания индуктора и условий охлаждения, определено оптимальное время нагрева до рабочей температуры; – оценено влияние энергии взрыва на дополнительный нагрев локализатора в процессе уничтожения боеприпасов. 4.2. Методика построения структурной модели ИРН Для реализации данных функций предложена комбинированная двухконтурная схема регулирования с обратной связью по температуре, функциональная схема которой показана на рис. 4.1. Данная схема включает блок регулирования температуры индуктора, предназначенный для отключения питания индуктора при его перегреве, и блок регулирования температуры локализатора, поддерживающий по пропорциональному закону температуру локализатора на заданном уровне. Анализ и синтез предлагаемой системы регулирования проводился методами структурного моделирования с использованием пакета прикладных программ MatLAB/Simulink [78], в котором все элементы системы задаются в виде передаточных функций. При разработке структурной модели приняты следующие допущения: – ток и напряжение изменяются по синусоидальному закону; – материалы имеют постоянные теплофизические свойства; 107 Рис. 4.1. Функциональная схема системы регулирования температуры – не учитывается перепад температуры по длине локализатора и индуктора. Система строится для максимальной температуры локализатора и индуктора, которая возникает в средней их части. – не учитывается вклад высших гармоник в нагрев оболочки провода индуктора; – все элементы имеют линейные характеристики, тиристорные элементы – идеальны, т.е. прямое падение напряжения на ключах в интервалах проводимости, время их включения и обратный ток равны нулю. –индуктор и локализатор представлены в виде объекта с сосредоточенными параметрами, т.е. распределение температуры по объему индуктора и локализатора не учитывается; – локализатор в тепловом отношении упрощенно представлен в виде двухслойного тела, для которого при моделировании рассчитываются только температуры наружной и внутренней поверхностей; – условия конвективного и радиационного теплообмена считаются постоянными при нагреве; 108 – тепловые потери от локализатора при загрузке боеприпаса и при выгрузке осколков приняты постоянными и равными среднему значению тепловых потерь за время загрузки и выгрузки; – задержка времени на передачу сигналов в каналах связи не учитывается; – тепло, расходуемое на нагрев боеприпаса, и тепло, поглощаемое локализатором при взрыве, задавалось в виде импульсов соответствующей амплитуды и продолжительности. Структурная схема системы регулирования (рис. 4.2) включает два канала с релейным элементом РЭ и регулятором мощности РМ, при этом каждый канал имеет собственные задатчики З1 и З2, датчики температуры ДТ1 и ДТ2 и сумматоры. Блок регулирования температуры индуктора выполнен на базе релейного двухпозиционного элемента (РЭ), в котором выходная величина (напряжение) изменяется скачком в момент времени, когда входная величина (температура индуктора) достигает заданного значения. Настроечными параметрами данного регулятора являются параметр S, определяющий ширину петли гистерезиса стати- ческой характеристики и максимальное значение Umax выходной величины релейного элемента. Блок регулирования температуры выполнен на базе пропорционального регулятора, в котором в каждый момент времени выходная величина (напряжение) пропорциональна входной величине (температура локализатора). Основным настроечным параметром данного регулятора является коэффициент усиления. Использование интегральной или дифференциальной составляющих в системе регулирования нецелесообразно, так как нет жестких требований по быстродействию и точности поддержания температуры. Система функционирует следующим образом: питание индуктора осуществляется от трансформатора через двухканальный регулятор, имеющий релейный элемент (РЭ) и П–регулятор (РМ). Система имеет два датчика ДТ 1 и ДТ2, измеряющих температуру индуктора и локализатора. 109 Рис. 4.2 Функциональная схема блоков регулирования температуры обмотки и локализатора: З1, З2 – задатчик температуры индуктора и локализатора; РЭ – релейный элемент (S – ширина петли гистерезиса РЭ), РМ – регулятор мощности; ДТ1, ДТ2 – датчик температуры индуктора и локализатор; Θз1, Θз2 – заданная температура индуктора и локализатора; Θ1 – температура индуктора; Θ2 – температура локализатора; Pоб – мощность в обмотке индуктора; Pлок – мощность в локализаторе; αлок, αоб –коэффициент теплоотдачи локализатора и индуктора; Pнагр. – мощность, идущая на нагрев боеприпаса; Pвзр – мощность, поглощаемая локализатором при взрыве Сигналы с датчиков поступают в блок сравнения, где сравниваются с заданными значениями. В результате вычисляется рассогласование сигнала, на основании которого формируется управляющее воздействие в релейном элементе и Прегуляторе. Релейный канал задействуется только в том случае, когда температура индуктора достигает заданного значения. П–регулятор непрерывно регулирует мощность, подводимую к индуктору, пропорционально температуре локализатора. Структурная схема системы регулирования представлена на рис. 4.3. 110 Рис. 4.3 – Структурная схема системы регулирования: Pлок – активная мощность в локализаторе; Pнагр – мощность, идущая на нагрев боеприпаса; Pвзр – мощность, поглощаемая локализатором при взрыве; kт1-2, kт2-1 – коэффициенты, учитывающие поглощение энергии при ее передаче от внешнего слоя локализатора к внутреннему и обратно; Токр – температура окружающей среды; Твнеш, Твнут – температуры внешней и внутренней поверхностей локализатора Разработка системы регулирования осуществлялась на основании энергетического баланса ИРН (рис. 4.1): РΣ – Р1 – Рп1 – Рп2 = Р2 + Р3 + Рвзр – Рнагр, (4.1) где РΣ – потребляемая мощность, Р1 – мощность электрических потерь в индукторе; Р2 – мощность, выделяющаяся в локализаторе, Р3 – мощность, передающаяся от индуктора; Рвзр – мощность, передающаяся в локализатор при взрыве, Рнагр – мощность, идущая на нагрев боеприпаса, Рп1, Рп2 – мощности тепловых потерь индуктора и локализатора. В ур. (4.1) пренебрегаются потери в токоподводящих элементах, регуляторе мощности, защитном кожухе индуктора, что незначительно сказывается на точности модели, однако, позволяет существенно её упростить. Оценка данных составляющих показала, что суммарная погрешность расчета не превышает 1–2%. 111 При определении передаточных функций локализатора, индуктора, датчиков и регуляторов они рассматривались как отдельные элементы. В режиме пускового нагрева составляющие Pнагр и Рвзр отсутствуют, поэтому представив локализатор упрощенной моделью, имеющей входное воздействие в виде мощности, выделяющейся в локализаторе Pлок, возмущающее воздействие в виде изменения коэффициента теплоотдачи αлок, и выходное значение температуры Θ локализатора, ур. (4.1) можно записать в виде: cm где c m d 2 лок 2 Pлок , dt (4.2) d 2 – суммарная мощность, идущая на нагрев локализатора; αлок·Θ2 – dt суммарная мощность тепловых потерь; Рлок – мощность, поступающая в локализатор. Совершив прямое преобразование Лапласа над левой и правой частями дифференциального ур. (4.2), получим: d 2 Lcm L лок 2 L Pлок dt (4.3) Пренебрегая температурными зависимостями с и α, получим: c m p 2 p лок 2 p Pлок p (4.4) 1 Pлок p Pлок p 2 p 2 p c m c m p лок p 1 лок (4.5) Приняв постоянную времени локализатора за τл = с·m/αлок, а коэффициент передачи kл = 1/αлок, из ур. (4.5) получим передаточную функцию локализатора, представляющую собой инерционное звено первого порядка: Wл ( p) kл 1 л p , (4.6) Коэффициент передачи определялся по графикам нагрева (Глава 3), для чего из начальной точки графика проводилась касательная до пересечения с прямой 112 установившейся температуры в точке, абсцисса которой равна постоянной времени kл = 0,039 °С/Вт. Коэффициент передачи звена первого порядка также определяется по графику нагрева и равен отношению установившейся по ходу нагрева температуры к активной мощности, поступающей в локализатор τл = 7800 с. Тогда передаточную функцию локализатора (4.6) можно записать в виде Wл ( p) 0,039 . 1 7800 p (4.7) Для учета двухстороннего нагрева локализатор упрощенно представляется в виде двухслойного тела (рис. 4.3) с толщиной внешнего слоя равной глубине проникновения электромагнитной волны в металл при индукционном нагреве. Источником нагрева внутреннего слоя является энергия взрыва, выделяющаяся в результате уничтожения боеприпасов. Для учета передачи мощности между слоями введены коэффициенты (рис. 4.3): kт1-2, показывающий какая часть мощности, выделяющейся при индукционном нагреве во внешнем слое, идет на нагрев внутреннего слоя, и kт2-1, который учитывает какая часть мощности, поглощаемой внутренним слоем, идет на нагрев внешнего слоя. Ввиду большой тепловой инерционности передаточная функция индуктора представлялась инерционным звеном первого порядка: Wобм ( p) kобм 1 обм p , (4.8) где kобм, τобм – коэффициент передачи и постоянная времени индуктора соответственно. Определив по графикам нагрева (Глава 3) коэффициент передачи kобм = 0,058 °С/Вт и постоянную времени τобм = 6300 с передаточную функцию можно записать: Wобм ( p) 0,058 1 6300 p (4.9) 113 Передаточные функции датчиков температуры индуктора и локализатора ДТ1 и ДТ2, представляющие собой также инерционные звенья первого порядка, имеют вид: WДТ 1 ( p) W ДТ 2 ( p) kдт 1 дт p , (4.10) где kдт, τдт – коэффициент передачи и постоянная времени датчика температуры соответственно. Для термоэлектрических преобразователей сопротивления ДТПL (ХА)–035 с постоянной времени τдт = 20 c и коэффициентом передачи kдт = 1 передаточная функция записывается: WДТ 1 ( p) WДТ 2 ( p) 1 1 20 p (4.11) Релейный элемент (РЭ), отключающий питание индуктора при его перегреве, задавался с петлей гистерезиса S = 20°C, поскольку температура индуктора должна находиться в диапазоне 380 – 400°C. В качестве регулятора мощности (РМ) используется тиристорный регулятор напряжения (рис. 4.4). Рис. 4.4. Структурная модель регулятора мощности При использовании тиристорного регулятора для инерционного нагревателя с массивным локализатором, у которого инерционность тепловых процессов на 1– 2 порядка выше инерционности электромагнитных, РМ можно представить в виде последовательно соединенных безынерционного звена и нелинейного звена ограничения с передаточной функцией: Wр p k р 2 (4.12) 114 Максимальная мощность регулятора определялась из условия её двукратного превышения над требуемой, т.е. из условия k р Pmax 2 , где kp – коэффициент Рлок передачи регулятора мощности. Максимальная мощность РМ Рmax = 30 кВт. Для определения коэффициента усиления пропорционального регулятора k1 задавалась точность поддержания температуры локализатора δл = 0,01°С, на основании которой величина статической ошибки регулирования температуры вычислялась: уст lim t lim p p t p 0 (4.13) Ошибка по управляющему воздействию: усту lim p у p p 0 у p з p у p k1 k р у p з p kл kдт 1 k1 k р л p 1 дт p 1 з p усту kл kдт л p 1 дт p 1 з p з з з p lim p , p 0 kл kдт 1 k k k k 1 k 1 р л дт 1 k1 k р л p 1 дт p 1 (4.14) (4.15) (4.16) (4.17) (4.18) где k k1 k р k л kдт – суммарный коэффициент усиления системы регулирования. Для поддержания заданной температуры локализатора Θ з2 = 450°С величина статической ошибки регулирования по управляющему воздействию определялась: усту з 2 0,01 450 5 C (4.19) Тогда требуемое значение суммарного коэффициента усиления системы регулирования: 115 k з2 450 1 1 89 усту 5 (4.20) Отсюда коэффициент передачи П–регулятора: k1 k 89 1140 k р k л k дт 2 0,039 1 (4.21) Коэффициент, учитывающий тепловое сопротивление между индуктором и локализатором, определен в результате моделирования (Глава 3) как отношение мощности, идущей на нагрев индуктора, к суммарной активной мощности и составляет kт 0,5 . Возмущающими воздействиями в режиме уничтожения служат мощность, идущая на нагрев боеприпаса Рнагр, и мощность, поглощаемая локализатором при и взрыве Рвзр. Значения данных величин зависят от конструкции боеприпаса и массы ВВ и определены в результате моделирования только для макета боеприпаса с массой ВВ 0,7 кг (Приложение А и Б). При разработке модели принято допущение, что Рнагр и Рвзр зависят только от массы взрывчатого вещества, что позволяет их пересчитать для любой массы ВВ на основании закона Хопкинсона-Кранца [89], по которому параметры взрыва пропорциональны кубическому корню из массы ВВ. Данное допущение делает модель независимой от типа и конструкции боеприпаса. Кроме этого, принято, что мгновенно выделяющаяся мощность взрыва поглощается локализатором за некоторое время, что правомерно, так как газообразные продукты взрыва и осколки боеприпаса находятся внутри локализатора несколько минут. Значения мощностей Рнагр и Рвзр задавались в виде периодически повторяющихся импульсов с соответствующей амплитудой и продолжительностью, при этом в модели возможно задавать различное время цикла уничтожения, в том числе время на загрузку, нагрев боеприпаса и выгрузку осколков. Структурная схема модели ИРН, разработанная в MATLAB/Simulink, представлена на рис. 4.5. 116 Рис. 4.5. Структурная схема системы регулирования в среде MATLAB/Simulink В структурной схеме использованы следующие элементы: Step – задатчик температуры локализатора; Step1 – задатчик температуры индуктора; Step2 – задатчик режима регулирования; Step3 – задатчик тепловых потерь индуктора; Pulse Generator – блок генерации импульсов, моделирующий мощность, идущую на нагрев боеприпаса (Pнагр); Pulse Generator1 – блок генерации импульсов, моделирующий поглощение тепла локализатором при взрыве (Рвзр); Display – окно вывода задания температуры локализатора при моделировании; Display1 – окно вывода задания температуры индуктора при моделировании; Const – блок задания температуры окружающей среды; Const1, Const2 – блоки задания нулевой мощности (необходимы в качестве входа для управляемых ключей Switch1 и Switch2 при пусковом нагреве); Gain – коэффициент, показывающий какая часть активной мощности идет на нагрев индуктора; Gain1 – коэффициент усиления пропорционального регулятора мощности; 117 Gain2 , Gain5 – коэффициент, учитывающий нагрев в локализатора по толщине стенки от внутренних и внешних источников теплоты; Gain3 – коэффициент усиления интегрального регулятора мощности, задается равным 0; Gain4 – коэффициент усиления тиристорного регулятора; Integrator – интегрирующее звено в законе регулирования мощности; Saturation – нелинейное звено ограничения, учитывающее ограничение источника питания по мощности; Transfer Fcn – передаточная функция внешнего слоя локализатора; Transfer Fcn1 – передаточная функция индуктора; Transfer Fcn2 – передаточная функция внутреннего слоя локализатора; Transfer Fcn3 – передаточная функция внешнего слоя локализатора; Relay – нелинейный релейный элемент, использующийся при моделировании включения и отключения питания индуктора при двухпозиционном регулировании; BK1, BK2 – передаточные функции датчиков температуры индуктора и локализатора; Switch – управляемый переключатель режимов работы системы управления – с релейного режима на непрерывный и обратно; Switch1 – управляемый переключатель, необходимый для ввода в систему мощности, идущей от локализатора на нагрев боеприпаса; Switch2 – управляемый переключатель, необходимый для ввода в систему мощности, поглощаемой локализатором при взрыве; Scope – виртуальный цифровой осциллограф; Clock – блок отсчета времени при моделировании; To Workspace – блок, используемый для записи результатов моделирования в файл. 118 4.3. Исследование пускового режима нагрева Целью исследования являлось определение времени и характера нагрева локализатора в зависимости от тока и интенсивности охлаждения индуктора. Исследования проводились для диапазона тока I = 45 – 200 А и коэффициента теплоотдачи индуктора αоб = 12 – 50 Вт/(м2·°С). Установлено, что нагрев локализатора может осуществляться двумя путями в зависимости от условий охлаждения индуктора. При интенсивном охлаждении (рис. 4.6) температура индуктора не поднимается выше 280°С, при этом происходит монотонный нагрев локализатора до температуры 500°С. При слабом охлаждении локализатор монотонно нагревается до 350°С, затем происходит его ступенчатый нагрев до температуры 500°С из-за периодического отключения питания индуктора при его перегреве [78]. Рис. 4.6 Тепловые и электрические режимы пускового нагрева при разной интенсивности охлаждения и токе индуктора I = 110 А Результаты расчета времени нагрева τ внутренней и наружной поверхностей локализатора при разных условиях охлаждения приведены в табл. 4.1. Результаты сравнения энергопотребления нагревателя и системы подачи сжатого воздуха приведены в табл. 4.2. Анализ показывает, что режим нагрева при слабом охлаждении оказывается экономичнее на 30%, чем при интенсивном охлаждении, за счет малого расхода сжатого воздуха. 119 Таблица 4.1. Время нагрева локализатора при разной интенсивности охлаждения и токе индуктора I = 110 А αоб, Вт/(м2°С) 12 18 25 35 40 50 Время пускового нагрева локализатора τ, час Тнар= 500°С Твн= 450°С 13 19,4 9,2 15,9 8,3 13,5 7,0 8,6 5,2 7,4 4,1 6,3 Таблица 4.2. Сравнение энергопотребления пускового нагрева при разной интенсивности охлаждения индуктора Охлаждение Параметр Интенсивное Слабое Время нагрева, час 4,1 8,3 3 Расход воздуха, м /час 200 40 Энергопотребление системы 194,5 82 охлаждения, кВт·ч Энергопотребление индуктора, кВт·ч 102,5 148,75 Суммарное энергопотребление, кВт·ч 297 230,75 Основным режимом работы нагревателя является режим уничтожения, при котором поддерживается постоянная температура локализатора и потребляемая мощность снижается на 30–40% по сравнению с пусковой, что ведет к уменьшению потерь в индукторе и понижению его температуры. Исходя из вышесказанного, применение интенсивного охлаждения нецелесообразно из-за необходимости использования мощного компрессора при незначительном уменьшении времени нагрева. Исследование влияния тока индуктора на время нагрева τ производилось при интенсивном охлаждении индуктора с коэффициентом теплоотдачи αоб = 47 Вт/м2°С. Установлено, что при увеличении мощности, подводимой к индуктору, при его интенсивном охлаждении (рис. 4.7) существенно сокращается время нагрева локализатора до рабочей температуры. 120 Рис. 4.7. Тепловой и электрический режим пускового нагрева в зависимости от тока индуктора при αоб = 47 Вт/(м2°С) Результаты расчета времени нагрева внутренней и наружной поверхностей локализатора в зависимости от тока индуктора приведены в табл. 4.3. Таблица 4.3. Время нагрева локализатора в зависимости от тока индуктора при αоб = 47 Вт/(м2°С) I, A 45 80 110 150 180 200 Время пускового нагрева локализатора τ, час Тнар= 500°С Твн= 450°С 40,0 70,0 20,0 40,9 13,2 18,9 9,0 12,4 7,1 9,3 4,5 6,8 В результате исследования пускового режима выявлено, что для нагрева локализатора за 8 часов необходимо, чтобы ток индуктора был 110 А, а коэффициент теплоотдачи индуктора находился в пределах 20–25 Вт/(м2°С). 121 4.4. Исследование режима уничтожения боеприпасов Исследование режима уничтожения заключалось в установлении зависимости нагрева локализатора от времени цикла уничтожения и массы ВВ. Исследования проводились при массе ВВ от 0,1 до 1,5 кг и времени цикла τц от 2 – 30 мин. Исследование влияния массы ВВ (рис. 4.8) на нагрев локализатора проводилось при постоянном времени цикла уничтожения τц = 10 мин, при этом превышение температуры внутри локализатора ΔТвнут, вычислялась относительно рабочей температуры 450°С. В результате выявлено, что с увеличением массы ВВ происходит интенсивный нагрев внутренней поверхности локализатора при меньшем количестве подрывов. Так, при массе ВВ 0,4 кг, после 30 подрывов температура внутри локализатора увеличивается на 10°С, а при 1,5 кг – на 60°C. Это говорит о том, что для предотвращения перегрева внутренней поверхности локализатора при большой массе ВВ, необходимо увеличивать τц. Рис. 4.8. Тепловой режим локализатора при уничтожении боеприпасов с разной массой ВВ, кг (τц =10 мин) Увеличение температуры внутри локализатора ведет к уменьшению τц, что в свою очередь, ведет к еще большему нагреву локализатора. Данный эффект был подтвержден при ресурсных испытаниях (Глава 5) и проявлялся в локальном перегреве локализатора в месте под боеприпасом [47]. 122 Учитывая, что измерение и регулирование температуры внутренней поверхности локализатора невозможно, перегрев можно устранить, увеличив время цикла уничтожения за счет ввода дополнительной выдержки после взрыва. Для установления влияния времени цикла уничтожения на нагрев локализатора проведено исследование теплового режима массе ВВ 0,5 кг (рис. 4.9). Рис. 4.9. Тепловой режим локализатора при разном времени цикла уничтожения τц, мин (масса ВВ 0,5 кг) Доказано, что с уменьшением τц, при постоянной массе ВВ, происходит более интенсивный нагрев внутренней поверхности локализатора. Для устранения данного эффекта для каждого боеприпаса должно подбираться τц, причем, с увеличением массы ВВ время τц должно увеличиваться [79]. В результате исследований (табл. 4.4) определено время цикла уничтожения боеприпасов с разной массой ВВ, при котором перегрев внутренней поверхности локализатора не превышает 50°С. Таблица 4.4 – Рекомендованное τц для боеприпасов с разной массой ВВ Масса ВВ, кг 0,1 0,4 0,7 1,0 Время цикла уничтожения τц, мин 3 10 20 35 123 4.5. Проверка адекватности структурной модели С целью подтверждения результатов моделирования проведены тестовые расчеты пускового режима нагрева и сравнение с экспериментальными данными, полученными на испытательном стенде (Глава 5). Расчеты и эксперимент проводились при токе индуктора 110 А и расходе охлаждающего воздуха 50 м3/час, что соответствует слабому охлаждению индуктора. На рис. 4.10 приведено сравнение графиков нагрева, полученных в результате моделирования и экспериментов (Глава 5). Из рис. 4.10 видно, что характер нагрева локализатора и индуктора совпадает, при этом максимальное расхождение результатов не превышает 15%. Рис. 4.10. Сравнение расчетного и экспериментального режимов пускового нагрева Точность структурной модели определяется точностью электромагнитной, тепловой и газодинамической моделей, которые разработаны в Главе 2. Точность модели определяется принятыми допущениями при ее построении. Параметры структурной модели уточнялись на основании экспериментальных данных, полученных на испытательном стенде. Расчет теплового режима уничтожения проведен качественно и позволяет оценить дополнительный нагрев локализатора за счет энергии взрыва. Корректность результатов определяется точностью вычисления Pнагр и Рвзр, которые силь- 124 но зависят от конструкции боеприпаса и типа ВВ. Данные параметры рассчитаны только для макета боеприпаса (рис.1.1) и требуют экспериментального подтверждения адекватности. Для других боеприпасов необходимо проведение дополнительных исследований для определения указанных параметров. 4.6. Выводы по главе 4 1. Разработана структурная модель ИРН с двухконтурной системой регулирования температуры, учитывающая теплообменные процессы при уничтожении боеприпасов, связанные с отводом тепла на нагрев боеприпаса и тепловыделением при взрыве боеприпаса. 2. Проведены исследования пускового режима нагрева в диапазоне значений тока индуктора 45–200 А и коэффициента теплоотдачи индуктора 12 – 50 Вт/(м2·°С). Выявлено два варианта нагрева локализатора (монотонный и ступенчатый) в зависимости от условий охлаждения индуктора. Установлено, что при слабом охлаждении индуктора время пускового нагрева существенно увеличивается, по сравнению с интенсивным охлаждением. 3. Выбраны параметры пускового режима нагрева: ток 110 А и коэффициент теплоотдачи индуктора 20–25 Вт/(м2·°С), при которых время нагрева составляет 8–9 ч. 4. Исследован тепловой режим локализатора в режиме уничтожения боеприпасов с массой ВВ от 0,1 до 1,5 кг и времени цикла уничтожения от 2 до 30 мин. Установлено, что при увеличении энергии взрыва, определяемой массой ВВ, происходит перегрев внутренней поверхности локализатора, что ведет к его быстрому разрушению. 5. С использованием структурной модели определены время цикла уничтожения боеприпасов с разной массой ВВ, при котором перегрев локализатора не превышает 50°С. 125 6. Подтверждена адекватность разработанной модели путем сравнения результатов моделирования с экспериментальными данными. Расхождение результатов не превышает 15%. 7. Учитывая относительную простоту разработанной системы регулирования и вычислительных алгоритмов, ее возможно реализовать с использованием современных микропроцессорных контроллеров, к которым не предъявляются высокие требования по производительности, разрядности и быстродействию. Для построения системы регулирования рекомендуются контроллеры фирмы ОВЕН. 126 ГЛАВА 5. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК ИНДУКЦИОННО-РЕЗИСТИВНОГО НАГРЕВАТЕЛЯ 5.1. Цель исследования и описание экспериментального стенда Экспериментальное исследование имеет ряд преимуществ перед теоретическими методами расчета, в которых необходимо использовать ряд допущений, упрощающих физическую природу процесса, что вносит в расчет определенную погрешность. При экспериментальных исследованиях достоверность результатов повышается, а погрешность измерений, как правило, не превышает допустимых для практики значений. В ходе экспериментальных исследований были решены следующие задачи: – определены электрические и энергетические характеристики индуктора в разных режимах работы; – определены температуры локализатора и индуктора при работе нагревателя; – исследованы режимы работы нагревателя; – исследовано гармоническое искажение питающей сети, вносимое тиристорным регулятором мощности; – исследовано тепловыделение в индукторе методом калориметрирования; – проведены взрывные ресурсные испытания нагревателя. Экспериментальные исследования проводились на физической модели нагревателя с параметрами, выбранными в результате математического моделирования (Глава 3, 4). Для исследования в АО «КНИИМ» разработан испытательный стенд (рис. 5.1), который включает ИРН, систему регулирования температуры, систему охлаждения индуктора, контрольно-измерительное оборудование для замера электрических и тепловых параметров. Характеристики оборудования, использовавшегося в стенде, приведены в Приложении В. Система регулирования выполнена на базе двухканального измерителярегулятора (ИР) с аналоговым и релейным выходами и тиристорного регулятора 127 мощности (РМ), который питается от однофазной электросети частотой 50 Гц и напряжением 380 В. Для измерения температуры наружной поверхности локализатора и обмотки использовались термоэлектрические преобразователи (Тлок и Тинд). Система охлаждения индуктора состоит из винтового компрессора (К) и блока подготовки воздуха, включающего распределитель (Р), фильтр-осушитель (Ф), регулятор давления (РД), датчики расхода (ДР) и давления (ДД) воздуха. Для проведения калориметрирования на входном и выходном патрубках системы охлаждения устанавливались термоэлектрические преобразователи (Тхол, Тгор). Рис. 5.1. Схема испытательного стенда Для регистрации электрических параметров индуктора использовались датчики тока (ДТ), напряжения (ДН) и мощности (ДМ), которые соединялись с мультиметром (М). Кроме этого, для исследования гармонических процессов в системе питания использовался анализатор параметров электросети (А). 128 Измеритель-регулятор (ИР), блок подготовки воздуха, мультиметр (М) и анализатор (А) по интерфейсам RS–485 и USB подключены к ПЭВМ, на которой производилась регистрация и запись всех параметров в режиме реального времени. Измерение температуры на внутренней поверхности локализатора осуществлялось при помощи инфракрасного пирометра (П) по меткам, нанесенным перед испытаниями. Перепад температуры на внутренней поверхности локализатора замерялся тепловизором (ТВ). Оборудование испытательного стенда позволяет вести синхронную регистрацию, обработку, визуализацию и архивацию параметров процесса в реальном масштабе времени, что позволяет получить зависимости температурных и электрических параметров нагревателя в разных режимах работы. 5.2. Порядок проведения экспериментов Эксперименты проводились следующим образом: включалось питание индуктора и системы регулирования, включался компрессор. Устанавливались температурные уставки локализатора и индуктора, давление и расход сжатого воздуха. Для программирования измерителя-регулятора использовались коэффициент усиления и ошибка регулирования, полученные на структурной модели (Глава 4). Начинался пусковой нагрев, при этом показания температуры наружной поверхности локализатора, индуктора и выходящего воздуха записывались непрерывно в течение всего процесса с интервалом 10 с. Электрические параметры записывались непрерывно с интервалом 1 с. В дальнейшем полученные данные анализировались в программах Owen Process Manager и Power Analyser Transfer. Температура внутри локализатора замерялась пирометром каждые 30 мин в трех точках, соответствующих толщине стенки локализатора 60, 100 и 120 мм. Замеры производились в центральной части локализатора, где предварительно были нанесены метки, на которые производилось прицеливание пирометра. Перепад температуры по длине определялся по термограммам внутренней поверхности локализатора, которые делались каждые 30 мин. Для определения 129 перепада температуры при разной толщине стенок единовременно делалось три термограммы, соответствующие толщине стенки 60, 100 и 120 мм. Для обработки термограмм использовалась программа FLIR ResearchIR. Электрические потери в индукторе определялись методом калориметрирования – путем замера температуры и расхода выходящего воздуха. При калориметрировании с помощью блока подготовки воздуха задавался расход и давление охлаждающего воздуха, которые поддерживались на заданном уровне. Замерялась температура воздуха на входе в систему охлаждения, которая в процессе испытаний принималась постоянной и составляла 15°С. Для получения достоверных результатов нагреватель выводился на установившийся режим путем подбора расхода воздуха, при котором температура воздуха на выходе из индуктора изменялась не более чем на 3°С/ч. Исследования показали, что для достижения данного состояния необходим мощный компрессор с производительностью 300 м 3/ч для интенсивного охлаждения. Учитывая, что нагрев и последующее охлаждение локализатора до начальной температуры занимает порядка 24 часов, исследования проводились в узком диапазоне параметров. При испытаниях мощность на регуляторе менялась в диапазоне 8–15 кВт, расход воздуха 50–90 м3/ч. Взрывные ресурсные испытания проводились на опытном образце нагревателя с использованием макетов боеприпасов с массой ВВ от 0,1 до 0,7 кг в тротиловом эквиваленте. Макеты вручную загружались в разогретый локализатор, нагревались и взрывались, затем локализатор металлической щеткой очищался от осколков и загружался следующий макет. После серии подрывов производился замер деформации наружной и внутренней поверхностей локализатора. 5.3. Исследование электрических характеристик индуктора Из-за низкой производительности компрессора ВК–20А, недостаточной для интенсивного охлаждения обмотки, электрические параметры исследовались в режиме пускового нагрева со слабым охлаждением. В результате замеров получе- 130 ны графики изменения тока, напряжения (рис. 5.2), активной, реактивной и полной мощности (рис. 5.3) индуктора в процессе нагрева. Из полученных данных видно, что до времени 2,4 ч происходит монотонный нагрев локализатора, затем в период с 2,4 до 9,0 ч производится ступенчатый нагрев локализатора, при котором периодически отключатся питание индуктора из-за его перегрева. С 9,0 ч начинается режим уничтожения, в котором поддерживается заданная температура. Данный режим характеризуется частыми колебаниями напряжения и тока, обусловленные работой пропорционального регулятора. Рис. 5.2. Изменение полной S, активной P и реактивной Q мощности при пусковом нагреве Рис. 5.3. Изменение тока I и напряжения U индуктора при пусковом нагреве Кроме этого, получены осредненные графики изменения коэффициента мощности PF (рис. 5.4), вычисленного с использованием среднеквадратичных значений всех гармоник, смещенного коэффициента мощности DPF, вычисленного с использованием среднеквадратичных значений основной гармоники, численно равного cos φ, а также tg φ, который является характеристикой реактивных потерь. 131 Рис. 5.4. Осредненные зависимости коэффициента мощности PF, cos φ и tg φ при пусковом нагреве Не учитывая скачки при ступенчатом нагреве локализатора, из графиков видно, что электрические параметры индуктора в процессе нагрева не претерпевают существенных изменений. В результате осреднения параметров по времени получены следующие интегральные характеристики индуктора, приведенные в табл. 5.1. Таблица 5.1 – Осредненные характеристики индуктора Монотонный Ступенчатый нагрев 0–2,4 ч нагрев 2,4–9,0 ч Ток I, А 130 110 Напряжение U, В 250 260 Полная мощность S, кВА 31 27 Активная мощность P, кВт 25 24 Реактивная мощность Q, квар 19 14 PF 0,91 0,91 DPF (cos φ) 0,76 0,84 tg φ 0,45 0,44 Параметр Режим уничтожения >9,0 ч 70 170 11 10 5 0,93 0,91 0,4 Из таблицы видно, что индуктор имеет естественный cos φ = 0,76…0,9, поэтому для разгрузки сети необходимо в систему питания ввести батарею конденсаторов с суммарной реактивной мощностью 20 квар. В качестве источника питания индуктора используется тиристорный регулятор, использование которого приводит к искажению формы тока, т.е. появлению высших гармоник тока. Мгновенная кривая тока и напряжения показана на рис. 5.5. 132 Рис. 5.5. Кривые тока и напряжения при работе тиристорного регулятора Основным показателем влияния высших гармонических составляющих является коэффициент гармонического искажения (КI), который характеризует степень отличия формы сигнала от синусоидального, вычисляемого как отношение среднеквадратичного значения всех высших гармоник сигнала к первой гармонике. Высшие гармоники тока приводят к увеличению потерь энергии в питающих сетях и негативно сказываются на функционировании электрооборудования. На рис. 5.6 представлены осреднённые значения коэффициентов искажения для тока и напряжения в процессе нагрева. Рис. 5.6. Осредненные значения коэффициентов искажения для тока КI и напряжения KU при пусковом нагреве Для количественной оценки искажений получены данные о процентном составе первых девяти гармоник тока и напряжения, представленные в табл. 5.2. Отрицательные последствия загрузки сетей высшими гармониками изучены в работе [80]. В России предельно допустимые нормы эмиссии высших гармоник устанавливает ГОСТ Р 32144-2013 [81], в котором для напряжения до 380 В ограничены значения КU ≤ 3%; КI ≤ 8%. 133 За счет поддержания температуры локализатора и непрерывной работы регулятора в режиме уничтожения, гармоническое искажение возрастает примерно в 2 раза по сравнению с режимом нагрева. Из полученных данных видно, что в питающей сети гармоническое искажение превышает значения, установленные стандартом (в пусковом нагреве КI = 30%, КU = 55%, в режиме уничтожения КI = 63%, КU = 93%.). Таблица 5.2. Гармонический состав тока и напряжения № гармоники 1 (осн.) 3 5 7 9 Гармоники тока, % (нагрев / уничтожение) 100/100 24/56 12/22 6/15 2/7 Гармоники напряжения, % (нагрев / уничтожение) 100/100 35/74 20/31 12/24 3/8 Данное обстоятельство требует снижения уровня генерируемых в сеть гармоник, для чего используются различные способы их пассивного и активного подавления [80]. 5.4. Исследование температурных параметров локализатора С учетом низкой производительности используемого компрессора ВК–20А, недостаточной для интенсивного охлаждения индуктора, температурные характеристики исследовались в режиме пускового нагрева со слабым охлаждением. В результате получены графики (рис. 5.7) нагрева наружной и внутренней поверхностей локализатора и индуктора Тобм. Как видно из графиков, с увеличением толщины стенки локализатора увеличивается время нагрева до требуемой температуры. Для достижения температуры 450°С в нижней, самой толстой части локализатора (Т1), наружная поверхность (Т4) должна иметь температуру 500°С, что согласуется с результатами моделирования. 134 Рис. 5.7. Температура локализатора в разных сечениях при пусковом нагреве Эксперименты подтвердили возможность нагрева локализатора с переменной толщиной стенок до требуемой для уничтожения боеприпасов температуры. Из-за переменной толщины стенки внутренняя поверхность локализатора имеет разный перепад температуры. Однако, на полноту уничтожения боеприпасов наиболее существенно влияет перепад температуры по длине локализатора в нижней части (рис.5.7, точка 1). Для оценки температурного поля внутри локализатор при помощи тепловизора сделаны термограммы внутренней поверхности локализатора (рис. 5.9) при пусковом нагреве. На рис. 5.8 приведена фотография внутренней поверхности локализатора и соответствующая ей термограмма. Рис. 5.8. Схема определения перепада температуры по длине внутренней поверхности локализатора 135 0 мин 60 мин 270 мин 330 мин 120 мин 390 мин 180 мин 450 мин Рис. 5.9. Термограммы внутренней поверхности локализатора при пусковом нагреве Для определения перепада температуры по длине внутренней поверхности локализатора в программе FLIR ResearchIR строились отрезки в разных сечениях Т1, Т2, Т3 (рис. 5.8), соответствующие его длине. Вдоль отрезков программой вычислялась температура по длине локализатора. После обработки всех термограмм получены графики температуры по длине внутренней поверхности локализатора в процессе пускового нагрева, соответствующие толщине стенки S = 60, 100 и 120 мм (рис. 5.10). Рис. 5.10. Графики температуры по длине внутренней поверхности локализатора при пусковом нагреве 136 Из рис. 5.10 видно, что вначале процесса нагрева происходит прогрев средней части локализатора, затем происходит перераспределение температуры по локализатору и перепад уменьшается. По полученным графикам вычислен максимальный перепад температуры по длине локализатора, зависимость которого от времени пускового нагрева представлена на рис. 5.11. Рис. 5.11. Перепад температуры по длине локализатора в процессе нагрева (расчет и эксперимент) Из рис. 5.11 видно, что вначале перепад температуры возрастает, затем, после 5 часов происходит усреднение температуры при ступенчатом нагреве локализатора. При достижении температуры на наружной поверхности локализатора 500°С температура по длине выравнивается и перепад уменьшается. 5.5. Исследование энергетических параметров индуктора Для определения электрических потерь Pин в индукторе использовался метод калориметрирования, при котором количество выделяющегося в индукторе тепла определялось как количество тепла, которое забирает охлаждающий воздух за вычетом тепловых потерь Pпот. Pин= срρG(Тк –Тн) – Pпот , (5.1) где ср, ρ, G – удельная массовая теплоемкость, плотность и расход охлаждающего воздуха соответственно, Тн, Тк – начальная и конечная температуры воздуха. Теп- 137 лофизические свойства (плотность, теплоемкость) воздуха рассчитывались по формулам (2.22) и (2.25). Потери в индукторе Pин можно разделить на потери в жиле Pжил, возникающие при прохождении электрического тока, и потери в оболочке, Pоб, обусловленных нагревом вихревыми токами. Pин = Pжил + Pоб (5.2) Потери в жиле рассчитывались по закону Джоуля-Ленца: Pжил=I2·R, (5.3) где I, R – ток и активное сопротивление индуктора. Основная сложность при калориметрировании заключается в разделении электрических и тепловых потерь. Для исключения тепловых потерь Pпот корпус индуктора теплоизолировался от локализатора и от окружающего пространства, что позволило более точно определить электрические потери. При проведении калориметрирования при токе 110 А и слабом охлаждении индуктора установившегося температурного режима индуктора не удалось достичь из-за недостаточной мощности компрессора. Из-за невозможности увеличения производительности компрессора калориметрирование производилось при токе индуктора 70 А. Для расчета электрических потерь индуктора Pин по формулам (5.1) – (5.3) производились измерения температуры обмотки Тобм, расхода воздуха G, начальной и конечной температуры воздуха Тн, Тк, тока I, сопротивления R и активной мощности Ра индуктора. Результаты представлены в табл. 5.3. Таблица 5.3. Измеренные параметры индуктора и системы охлаждения Параметр Начальная температура воздуха Тн, °С Конечная температура воздуха Тк, °С Температура обмотки Тобм, °С Расход воздуха G, м3/с Давление воздуха, МПа Ток индуктора I, А Сопротивление R, Ом Значение 15 150 230 0,03 0,25 70 0,214 138 На основании полученных данных рассчитывались потери и электрический КПД индуктора (табл. 5.5) по формуле: эл Рлок , Ра (5.4) где Рлок = Ра – Рин – полезная мощность в локализаторе, вычисляемая как разность активной мощности Ра и потерь в индукторе Pин, полученных методом калориметрирования. Для сравнения полученных данных с результатами моделирования проведен тестовый расчет электромагнитной задачи при токе индуктора 70 А. Результаты сравнения представлены в табл. 5.4. Таблица 5.4. Сравнение расчетных и экспериментальных значений энергетических величин Величина Потери в жиле Ржил, кВт Потери в оболочке Роб, кВт Суммарные потери в индукторе Рин, кВт Активная мощность в индукторе Ра, кВт Полезная мощность в локализаторе Рлок, кВт Электрический КПД ηэл, отн. ед. Калориметрирование 1,09 8,3 Расчет 1,02 7,89 Погрешность, % 6,5 4,9 9,39 8,72 7,1 16,2 15,0 8,5 6,41 5,72 10,7 0,42 0,4 5,1 Как видно из табл. 5.4, максимальное расхождение результатов расчета и эксперимента составляет 17 %, это обусловлено вкладом высших гармоник. Кроме этого, замер температуры только в одной точке индуктора, имеющего разную температуру по длине и слоям, вносит дополнительную погрешность. 5.6. Исследование режимов работы нагревателя Для подтверждения параметров режимов работы ИРН, полученных на структурной модели (Глава 4), проведено экспериментальное исследование пус- 139 кового нагрева при токе индуктора 110 А, интенсивном (расход 180 м3/ч) и слабом охлаждении (расход 70 м3/ч) индуктора. Для интенсивного охлаждения индуктора вместо компрессора ВК-20А использовался компрессор ВК60Е-13 с производительностью 330 м3/ч. Результаты замеров температуры локализатора и индуктора, а также тока и напряжения в процессе нагрева приведены на рис. 5.12. Экспериментально подтверждено, что при интенсивном охлаждении индуктора (рис. 5.12, а) локализатор монотонно нагревается до Tлок = 450°С (I стадия) и переходит в режим уничтожения (II стадия), при этом температура обмотки не превышает Тобм = 250°С. На первой стадии ток и напряжение индуктора практически не изменяются. При слабом охлаждении пусковой нагрев осуществляется в две стадии (рис. 5.12, б): вначале происходит монотонный нагрев локализатора (I стадия) до Тобм = 350°С, затем осуществляется ступенчатый нагрев локализатора (Iа стадия). а) б) Рис. 5.12. Экспериментальные графики температуры локализатора Тлок, индуктора Тобм, и воздуха на выходе из индуктора Твозд, тока I и напряжения U при интенсивном (а) и слабом (б) охлаждении индуктора 140 Наличие ступенчатого нагрева объясняется периодическим отключением питания обмотки при ее перегреве, о чем свидетельствуют падение напряжения и тока до нуля. При достижении Tлок =450°С начинается режим уничтожения. При непрерывной работе нагревателя в режиме уничтожения в течение более 50 ч установлено, что система регулирования обеспечивает поддержание температуры локализатора с точностью ± 5°С и предотвращает перегрев индуктора выше 400°С. Сложность подтверждения адекватности теплового режима локализатора при уничтожении боеприпаса заключается в том, что нагреватель устанавливается внутри камеры уничтожения, что ограничивает доступ к нему. Кроме этого, из-за сильного бризантного эффекта взрыва контактное измерение температуры на внутренней поверхности локализатора невозможно. При ресурсных испытаниях установлено, что при уничтожении макетов с массой 0,7 кг с циклом 4–5 мин происходит перегрев внутренней поверхности. С использованием тепловизора получены термограммы внутренней поверхности локализатора после одного (рис. 5.13, б) и нескольких подрывов (рис. 5.13, в). Из фотографии и термограммы (рис. 5.13, а и б) видно, что осколки находятся в месте под боеприпасом и имеют температуру порядка 700°С. Остальная часть локализатора практически не нагревается и имеет температуру 450°С, которая была до взрыва. После нескольких подрывов на внутренней поверхности в месте размещения боеприпаса наблюдается увеличение температуры на 150 – 200°С (рис. 5.13, в). Однако за счет перераспределения через несколько минут температура выравнивается. Установлено, что месте локального перегрева быстрее образуется воронка из-за снижения прочностных свойств материала. Это явление наблюдается только при уничтожении макетов с массой ВВ 0,7 кг, при меньшей массе перегрев не наблюдается. Экспериментально установлено, что для исключения локального перегрева локализатора цикл уничтожения должен быть не менее 15–20 мин, что согласует- 141 ся с данными моделирования (Глава 4) для макетов боеприпасов с массой ВВ 0,7 кг. а) б) в) Рис. 5.13. Фотография осколков (а), термограммы внутренней поверхности локализатора после одного (б) и нескольких (в) подрывов 5.7. Экспериментальное определение ресурса нагревателя Основной целью экспериментов являлась оценка стойкости нагревателя к многократному уничтожению боеприпасов. Для этого в АО «КНИИМ» проведены ресурсные испытания на опытном образце нагревателя (рис. 5.14) с использованием макетов боеприпасов без ОВ (рис. 5.15). С целью упрощения, на опытном образце нагревателя отсутствовал защитный кожух, и индуктор охлаждался за счет естественной конвекции [82]. Рис. 5.14. Опытный образец нагревателя и макеты боеприпасов Ресурсные испытания нагревателя показали, что: – производительность достигает 8 шт./ч, что превышает заданную 5–6 шт/ч; 142 – обеспечивается интенсивный нагрев боеприпасов с полной детонацией ВВ, о чем свидетельствуют мелкие осколки макетов; – не зафиксированы отказы уничтожения, что говорит о надежности работы нагревателя в режиме уничтожения. Выявлено, что наибольшее разрушение локализатора возникает на его внутренней поверхности под местом размещения боеприпаса с образованием воронки глубиной Нвн (рис. 5.15). С увеличением количества подрывов толщина стенки уменьшается, а на наружной поверхности появляется выпуклость высотой Нн. Остальная часть внутренней поверхности имеет множественные вмятины глубиной не более 15 мм от осколков. После 2000 подрывов индуктор без защитного кожуха не получил повреждений и сохранил свою работоспособность. Рис. 5.15. Схема деформации локализатора и фотография его внутренней поверхности В результате испытаний определены критические деформации локализатора Hвн = 40 мм, Нн ≤ 20 мм, при которых должна производиться его замена. При превышении этих значений может произойти заклинивание локализатора в индукторе, а также сквозное разрушение стенки локализатора и повреждение индуктора. Установлено, что при увеличении массы ВВ в боеприпасе ресурс локализатора уменьшается. В табл. 5.5 приведены экспериментальные данные о ресурсе локализатора и индуктора при уничтожении боеприпасов с разной массой ВВ [82]. 143 Таблица 5.5. Ресурс работы нагревателя Масса ВВ, кг 0,1 0,25 0,45 0,7 Ресурс работы (количество подрывов) Локализатор Индуктор 8000 не менее 10000 5000 1000 не менее 5000 300 После многократных подрывов повыведены исследования механических свойств материала локализатора, в результате сравнения полученных данных с исходными установлено, что провалов прочности и пластичности не наблюдается, микроструктура материала остается без изменения. На основании этого можно сделать вывод, что магнитные свойства локализатора не изменяются и эффективность нагрева в процессе уничтожения не снизится. 5.8. Разработка методики проектирования ИРН, апробация и возможности ее применения В завершении теоретических и экспериментальных исследований ИРН сформулирована методика расчета параметров и выбора режимов работы (рис. 5.16). Проектирование ИРН в общем виде состоит из следующей последовательности действий: 1. Исходя из длины Lб и диаметра Dб боеприпаса, выбираются размеры локализатора, при этом длина локализатора Lлок должна быть на 10–20% больше, чем Lб. Внутренний диаметр локализатора Dвн должен быть в 2–3 раза больше Dб, для обеспечения загрузки и выгрузки осколков. Кроме этого, при увеличении внутреннего объёма локализатора снижается бризантное действие взрыва. 2. На основании прочностных расчетов взрывного нагружения локализатора (Приложение А), выбирается толщина стенки локализатора S, при этом, учитывая контактное действие взрыва в нижней части локализатора, стенка должна быть толще, чем в верхней. Рекомендуемая толщина стенки в нижней части составляет Smax =120 мм. Определяется тепловая мощность, поглощаемая локализатором при 144 взрыве Рвзр, которая складывается из тепловыделения при пластическом деформировании и передачи тепла от продуктов взрыва. Рис. 5.16. Блок схема методики проектирования ИРН 3. На основании расчета кинетики разложения ВВ при его нагреве внутри боеприпаса (Приложение Б) определяется температура Твн и допустимый перепад температуры ΔТвн по длине локализатора, исходя из заданного времени уничтожения. Определяется мощность, необходимая для нагрева локализатора Рнагр. 4. По найденным параметрам локализатора выбираются начальные размеры индуктора: длина Lинд, количество слоев n, зазор между индуктором и локализатором δ. Задается начальное значение тока в индукторе I. 5. Проводится электромагнитный расчет нагревателя с определением тепловыделения в локализаторе Pлок и индукторе Pинд. Кроме этого, определяются напряжение, сопротивление и мощность в индукторе, которые в дальнейшем используются при разработке структурной модели (п. 10). 6. Проводится газодинамический расчет естественной конвекции локализатора по найденному тепловыделению Pлок в п. 5. В результате определяется коэффициент конвективной теплоотдачи локализатора αлок при заданной температу- 145 ре окружающего воздуха и давлении в камере уничтожения, который используется в качестве граничных условий в п. 8. 7. Проводится газодинамический расчет принудительного охлаждения индуктора на основании тепловыделения Pинд, полученного в п. 5. В результате определяется коэффициент теплоотдачи индуктора αоб, который в дальнейшем используется в качестве граничных условий в п. 8. Кроме этого, определяется давление на входе в коллектор и выходе из индуктора, расход воздуха, начальная и конечная температуры. Эти данные в дальнейшем используются для разработки структурной модели ИРН (п. 10) и подбора параметров системы подачи сжатого воздуха. 8. Проводится тепловой расчет нагревателя на основании данных, полученных в пп. 5, 6 и 7. В результате определяются температурные поля в локализаторе, которые сравниваются с требуемыми для уничтожения боеприпасов (п. 3). 9. Если температурное поле в локализаторе не соответствует требуемому, корректируются параметры индуктора в п. 4 и проводится повторный расчет пп. 5–8. 10. При достижении заданного температурного поля создается структурная модель системы регулирования температуры с использованием данных полученных в пп. 5, 6, 7, 8. Кроме этого, для учета теплообмена при уничтожении боеприпасов задается Рвзр и Рнагр, рассчитанные в п. 2 и 3 соответственно. 11. Моделируется пусковой нагрев локализатора и режим уничтожения боеприпасов, в результате чего определяются время пускового нагрева и время цикла уничтожения боеприпасов из условия максимального перегрева локализатора на 50°С. Кроме этого, определяются коэффициенты усиления и передачи, которые используются при программировании промышленного контроллера. Разработанная методика проектирования может использоваться как в полном объеме для разработки новой конструкции нагревателя, так и отдельными пунктами для модернизации существующих нагревателей. Недостатком математических моделей является то, что отсутствует программная связь между всеми ее 146 элементами (кроме электротепловой задачи), позволяющая в интерактивном режиме производить полный комплекс расчетов из одного интерфейсного окна. Это обусловлено ограниченными вычислительными возможностями, имеющегося персонального компьютера, что не позволяет объединить все задачи в одну. Однако, программа ANSYS, имеет данную возможность и позволяет связать между собой модели при использовании вычислительного кластера. С использованием разработанной методики спроектировано три варианта нагревателей для уничтожения различных типов боеприпасов, отличающихся размерами локализатора и индуктора (табл. 5.6). Таблица 5.6. Характеристики разработанных нагревателей Параметр Наружный диаметр локализатора Dнар, мм Масса локализатора Млок, кг Длина индуктора Lин, мм Полная мощность Р, кВА Количество витков, шт Варианты 1 2 3 140 350 500 250 400 500 600 420 470 18 27 40 180 160 130 Данные нагреватели были изготовлены в АО «КНИИМ», прошли предварительные и государственные испытания и внедрены на объектах по уничтожению химического оружия, что подтверждается актами о внедрении (Приложение Д). Безопасность и работоспособность нагревателей подтверждена положительным заключением экспертизы промышленной безопасности и разрешением на применение (приложение Д). В результате проведенных теоретических и экспериментальных исследований разработан промышленный образец ИРН (рис. 5.17), который включает локализатор, индуктор, защитный кожух, системы подвода электропитания и охлаждения. В данной конструкции локализатор выполнен со скосами, которые совмещаются с клиновыми поверхностями отбойника, для предотвращения вылета осколков. Локализатор установлен на двух стойках и зафиксирован от горизонтального и вертикального перемещений. 147 Рис. 5.17. Конструкция ИРН для уничтожения боеприпасов: 1– локализатор; 2 – индуктор; 3 – защитный кожух; 4 – стойка; 5 – теплоизоляция; 6 – коллектор охлаждения; 7 – термопары Многослойный индуктор размещен внутри защитного кожуха, имеющего собственные стойки, при этом между кожухом и локализатором имеется радиальный зазор. Конструктивная развязка индуктора и локализатора позволяет производить замену изношенного локализатора без демонтажа индуктора. Обмотка индуктора в четыре слоя наматывается на корпус внутри защитного кожуха, при этом выводы кабеля выводятся наружу через боковой патрубок в кожуха. Между слоями индуктора размещается коллекторная система охлаждения, представляющая собой перфорированную трубку с радиальными ответвлениями. Для прохождения воздуха между слоями устанавливаются фторопластовые прокладки толщиной 1–2 мм, витки наматываются с зазором 1–2 мм. Для подачи воздуха в коллектор имеется патрубок, выходящий наружу через боковой патрубок кожуха. Для измерения температуры индуктора и локализатора имеется два датчика температуры. Исследования, проведенные в данной работе, позволили дать ряд рекомендаций по проектированию ИРН и выбору основных его параметров, которые приведены в Приложении Г. 148 5.9. Практическая реализация и внедрение нагревателей На нагреватель разработана конструкторская и эксплуатационная документация, технологическая документация на изготовление, а также инструкции по дефектации, ремонту и утилизации. Под разработанный нагреватель в АО «КНИИМ» спроектирована камера уничтожения химических боеприпасов (рис. 5.18), которая включает герметичную толстостенную емкость с двумя эллиптическими крышками, имеющую загрузочный и выгрузочный проемы, защищенные шиберными устройствами для подачи боеприпаса и выгрузки осколков. Для предотвращения разлета осколков над ИРН закреплен отбойник, который в нижнем положении перекрывает отверстия в локализаторе. Рис. 5.18. Камера уничтожения боеприпасов: 1 – ИРН; 2 – отбойник; 3 – емкость; 4 – шиберные устройства; 5 – блок видеонаблюдения; 6 – подъемный привод отбойника 149 При взрыве газообразные продукты взрыва через перфорированные стенки отбойника стравливаются в полость камеры и направляются в систему очистки, а осколки остаются внутри локализатора и счищаются штанговым толкателем с металлической щеткой в выгрузочный проем, откуда попадают в контейнер (толкатель и контейнер на рис. 5.18 не показаны) [83]. Для наблюдения за состоянием локализатора и полнотой уничтожения боеприпасов камера оснащена видеокамерой с инфракрасной подсветкой, которые установлены во взрывостойком корпусе и отделены от внутреннего объема камеры бронестеклом и шиберным устройством, закрывающимся перед уничтожением боеприпаса [83]. На камеру уничтожения получен патент на изобретение № 2572275 [84], причем основным отличительным признаком являлось наличие в ней индукционно-резистивного нагревателя со сменным локализатором. В результате проведенных работ в АО «КНИИМ» создан промышленный образец камеры уничтожения с ИРН, которая является составной частью технологической линии разборки и уничтожения (рис. 5.19), выполняющей полный цикл уничтожения химических боеприпасов. Кроме камеры уничтожения, линия включает агрегат расснаряжения, в котором производится удаление ОВ, и транспортные системы подачи боеприпасов и сбора осколков [85]. Технологическая линия с камерой уничтожения и ИРН прошла Государственные испытания и экспертизу промышленной безопасности, в результате чего получила положительное заключение, а также разрешение на применение на объекте по уничтожению химического оружия. (Приложение Д). Линия внедрена на трех объектах по уничтожению химического оружия, что подтверждается актами внедрения (Приложение Д). Разработка и внедрение проводились при непосредственном участии автора. За несколько лет непрерывной работы были уничтожены практически все запасы боеприпасов сложной конструкции. Длительная промышленная эксплуатация нагревателей при уничтоже- 150 нии реальных боеприпасов подтвердила безопасность, надежность, высокую эффективность разработанных нагревателей [86]. Рис. 5.19. Технологическая линия разборки и уничтожения: 1 – питатель, 2 – шлюз; 3 – транспортер; 4 – агрегат расснаряжения; 5 – транспортер с подъемником; 6 – камера уничтожения с ИРН; 7 – система сбора осколков Экономический эффект от выполнения работы складывается из снижения затрат на обслуживание и хранение химических боеприпасов, исключения последствий техногенных катастроф, а также высвобождения площадей для их использования под другие цели. Несмотря на то, что процесс уничтожения химического оружия подходит к концу, разработанные математические модели, методики и нагреватель не потеряют своей актуальности, так как в России остались большие запасы обычных видов боеприпасов. За счет универсальности метода термического воздействия нагреватель позволяет уничтожать широкую номенклатуру боеприпасов с массой ВВ до 0,7 кг в тротиловом эквиваленте [87]. В нагревателе может быть организовано одновременное уничтожение нескольких малогабаритных боеприпасов, таких как взрыватели, капсюльные втулки, трассеры, номенклатура которых насчитывает более 100 наименований, а количество – несколько миллионов штук [77]. Кроме этого, нагреватели могут использоваться на снаряжательных производст- 151 вах для безопасного уничтожения бракованных изделий, содержащих ВВ, пороха и пиротехнические составы с массой до 1,0 кг. 5.10. Выводы по главе 5 1 Разработан испытательный стенд, который благодаря использованию современного оборудования и цифровых линий связи обладает следующими техническими характеристиками: синхронный опрос первичных датчиков; измерение тока, напряжения и активной мощности с погрешностью не более 2%; калориметрирование электрических потерь в индукторе с погрешностью не более 5%; измерение температуры внутренней поверхности локализатора при помощи пирометра с погрешностью не более 1%; измерение температурного поля в локализаторе при помощи тепловизора с погрешностью не более 2%. 2. На базе стенда и физической модели ИРН были проведены экспериментальные исследования электрических, тепловых и режимных параметров нагревателя. 3. Получены экспериментальные зависимости тока, напряжения, мощности, коэффициента мощности, электрического КПД, температуры локализатора, индуктора, выходящего воздуха, а также перепада температуры по длине локализатора от времени нагрева. 4. Максимальное расхождение результатов моделирования и экспериментальных данных составляет 10–12%, что объясняется влиянием высших гармоник на потери в индукторе. 5. Экспериментально подтверждено наличие высших гармонических составляющих тока и напряжения в системе питания нагревателя, определен гармонический состав тока и напряжения. Установлено, что гармоническое искажение сети не соответствует требованиям государственного стандарта. Предложен способ снижения гармонического искажения сети путем установки фильтра. 6. Разработан упрощенный макет нагревателя, на котором проведены ресурсные испытания, включающие более 2000 подрывов. Установлен характер деформирования локализатора при уничтожении разных типов боеприпасов. Опре- 152 делены критические параметры деформации локализатора и ресурс нагревателя при уничтожении боеприпасов с разной массой ВВ. 7. Разработана методика проектирования ИРН для уничтожения боеприпасов, в которой изложены все этапы, начиная от выбора исходных параметров локализатора, и заканчивая выбором параметров нагревателя и режимов его работы. 8. С использованием методики разработано три промышленных образца нагревателей для уничтожения разных типов боеприпасов, на которые разработана конструкторская, технологическая и эксплуатационная документация. Конструкция нагревателей защищена патентом на изобретение. 9. Даны рекомендации по конструктивному оформлению и изготовлению нагревателя, а также рекомендации по выбору основных элементов систем питания, охлаждения и регулирования температуры. 10. Приведены результаты практического использования ИРН в камере уничтожения химических боеприпасов, а также ее аттестации и внедрения в составе технологической линии на трех объектах по уничтожению химического оружия. 153 ЗАКЛЮЧЕНИЕ В диссертационной работе проведен ряд теоретических и экспериментальных исследований индукционно-резистивного нагревателя для уничтожения боеприпасов. Основные результаты работы можно сформулировать следующим образом: 1. Предложена схема многослойного индуктора с питанием от сети промышленной частоты и принудительным воздушным охлаждением. Разработан провод с металлической защитной оболочкой, имеющий высокую механическою прочность и стойкость к коррозионно-активным средам. 2. Разработана математическая модель электромагнитных процессов в индукционно-резистивном нагревателе с многослойным индуктором из провода с металлической защитной оболочкой и подпрограмма MultilayerСoil. Проведено исследование свойств и допущений, принятых в модели. Оценка точности показала, что погрешность моделирования не превышает 8%. 3. Проведено исследование энергетических характеристик ИРН, в результате выбран ток индуктора, количество слоев, ширина индуктора и зазор. Выявлено, что наибольшее влияние на энергетические параметры оказывает толщина оболочки и ее электрофизические свойства. Даны рекомендации по повышению электрического КПД нагревателя за счет улучшения конструкции провода. 4. Разработана тепловая модель нагревателя, учитывающая теплообмен локализатора за счет естественной конвекции. Исследованы свойства модели. Оценка точности и адекватности показала, что погрешность не превышает 10%. Исследованы тепловые параметры ИРН, выбран зазор, ширина и ток индуктора при которых обеспечивается допустимый перепад температуры по длине локализатора. Получены зависимости температуры и перепада температуры по длине локализатора в разных сечениях от времени пускового нагрева. 5. Разработана газодинамическая модель естественной конвекции в нагревателе. Проведены исследования свойств модели, в результате чего выбраны модель течения воздуха, размеры расчётной области и сетки конечных элементов. Уста- 154 новлена зависимость коэффициента теплоотдачи локализатора от его температуры, температуры окружающего воздуха и давления внутри камеры уничтожения. 6. Разработана модель принудительной конвекции в многослойном индукторе. Установлены зависимости коэффициента теплоотдачи многослойного индуктора от расхода и температуры охлаждающего воздуха. Выбраны параметры системы охлаждения, обеспечивающие температуру индуктора ниже 400 °С. 7. Разработана структурная модель ИРН с двухконтурной системой регулирования температуры, учитывающая теплообменные процессы при уничтожении боеприпасов. Исследованы характеристики пускового режима нагрева и уничтожения боеприпасов, выбрано время цикла уничтожения боеприпасов с разной массой ВВ. 8 Разработан испытательный стенд, на котором были проведены экспериментальные исследования электрических, тепловых и режимных параметров нагревателя. Подтверждена адекватность разработанных моделей путем сравнения расчетных и экспериментальных данных. 9. Разработана методика проектирования ИРН, с использованием которой разработано три промышленных образца нагревателей. Конструкция нагревателей защищена патентом на изобретение. 10. Даны рекомендации по конструктивному оформлению и изготовлению, выбору основных элементов систем питания, охлаждения и регулирования температуры для промышленного образа нагревателя. 11. Промышленные образцы нагревателей внедрены на трех объектах по уничтожению химического оружия в 2014-2015 гг., что подтверждается актами внедрения. Промышленная эксплуатация нагревателей подтвердила их безопасность эффективность и высокий эксплуатационный ресурс. 155 СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Конвенция о запрещении разработки, производства, накопления и приме- нения химического оружия и о его уничтожении (Париж, 13 января1993 г.), ратифицирована федеральным законом от 05.11.1997 г. №138-ФЗ. 2. Федеральная целевая программа «Уничтожение запасов химического оружия в Российской Федерации». Постановление Правительства РФ от 24.10.2005 №639. 3. Белецкая И.П., Новиков С.С. Химическое оружие в России: перспективы хранения и уничтожения // Химическое оружие и проблемы его уничтожения. 1996. № 2. С. 15—17. 4. Холстов В.И. Уничтожение запасов химического оружия в России на за- вершающем этапе / Теоретическая и прикладная экология, № 4, 2014. – С 8-11. 5. Особенности процессов уничтожения химических боеприпасов детонаци- онными методами / Кореньков В.В., Малютин О.П., Панов В.П., Токмаков А.В., Федоров, А.Н., Ярыгина В.Н.// Сборник докладов международной конференции «Уравнения состояния вещества», Эльбрус, 2006. С. 124-125. 6. Баскаков П.А, Михайлов В.Д. Разработка и применение взрывных камер для утилизации боеприпасов методом подрыва // Тез. X Междунар. конф. «Высокоэнергетические материалы: демилитаризация, антитерроризм и гражданское применение ». - Бийск: Изд-во Алт. гос. техн. ун-та, 2014. – С 92-96. 7. Петров В. Г. Анализ применения технологии высокотемпературного сжи- гания при уничтожении химического оружия в США / Вестник Удмуртского университета, серия: Физика, химия, Вып. № 4, 2012. С. 51-58. 8. Петросян В. С. Обзор российских технологий уничтожения химического оружия // Третьи публичные слушания по проблеме уничтожения химического оружия: Сб. материалов, 8—10 июля 1997. Курган, 1999. С. 104—106. 9. Assessment of Explosive Destruction Technologies for Specific Munitions at the Blue Grass and Pueblo Chemical Agent Destruction Pilot Plants Committee to Re- 156 view Assembled Chemical Weapons Alternatives Program Detonation Technologies; National Research Council, ISBN: 0-309-12684-3, 200 pages, 8 1/2 x 11, (2009). 10. Review of International Technologies for Destruction of Recovered Chemical Warfare Materiel Committee on Review and Evaluation of International Technologies for the Destruction of Non-Stockpile Chemical Materiel, National Research Council ISBN: 0-309-66054-8, 128 pages, 8 1/2 x 11, (2006). 11. Петров В. Г., Трубачев А. В. Обезвреживание некоторых видов химических боеприпасов с использованием взрывных технологий // Сб. трудов. 7-я Всеросс. конф. «Внутрикамерные процессы и горение в установках на твёрдом топливе и в ствольных системах». Ижевск: Изд-во ИПМ УрО РАН, 2011. С.243-246. 12. Патент U 7536, МПК F 42C 99/00. Установка уничтожения взрывателей / Марковец Л. Б., Асташонок Г. Н., Федорук Г. К., Адулов В. К.; заявитель и патентообладатель ЗАО «Стройэнерго»; заявл. 13.10.2010; опубл. 30.08.2011. Бюл. № 4. - 209с. 13. Особенности взаимодействия мощного лазерного излучения с оболочечными взрывоопасными объектами / В. В. Валуев, Ю. В. Гуляев, И. П. Жиган, В. А. Черепенин. Журнал радиоэлектроники, N 2, 2013. С. 10-22. 14. Патент РФ № 2413174. Способ утилизации взрывателей и бронепечь для его осуществления/ Зефиров Б. В., Кудрявицкий В. М., Старченко В. Н., Орлов В. Н., Трубников О. А. , ФГУП "НИТИ им. П.И. Снегирева". Заявл. 22.10.2009. Опубл. 27.02.2011. 15. Патент РФ 2155319, МПК F42B33/00. Установка для уничтожения взрывателей/ Калашников В.В., Зимин Л.С., Данилушкин А.И., Гнеденко В.В., Мушкаев М.И.; НИИ проблем конверсии и высоких технологий; Заявл. 04.07.1996. Опубл. 27.08.2000. 16. Клочкова Н. Н. Оптимальное проектирование установок индукционного нагрева периодического действия для конверсионных технологий: Автореф. дис. на соиск. учен. степ. к.т.н.: Спец. 05.09.10 /Сам. гос. техн. ун-т. - Самара: 2002. 21 с. 157 17. Довбыш В.Н. Оптимизация конструкции и режимов работы индукционных нагревателей непрерывного действия для утилизации артиллерийских взрывателей: Автореф. дис. на соиск. учен. степ. к.т.н.: Спец. 05.09.10 / Сам. гос. техн. ун-т. - Самара: 2002. - 19 с. 18. Patent WO/1997/043594 МПК F42B 33/06 DESTRUCTION ARRANGEMENT / Ohlson Johnny; патентообладатель DYNASAFE AB; заявл. 15.05.1996; опубл. 20.11.1997. 19. Шелученко В.В., Петрунин В.А., Демидюк В.В. Безопасная, надежная и экологически чистая современная российская двухстадийная технология уничтожения химического оружия // 4-е публичные слушания по проблеме уничтожения химического оружия: Сб. материалов, п. Кизнер, 26–27 мая 1998. Ижевск. 1998. С. 55–62. 20. Баскаков П. А. Индукционный нагреватель-локализатор для уничтожения взрывоопасных малогабаритных элементов боеприпасов / П. А. Баскаков, В. П. Глинский, А. Б. Кувалдин, Н. Б. Затрубщиков и др. // Сб. докл. VIII Междунар. научно-технич. конф. «Комплексная утилизация обычных видов боеприпасов» М., 2012. – С.166-173. 21. Марочник сталей и сплавов. 2-е изд. / Под ред. А.С. Зубченко — М.: Машиностроение, 2003. — 784 с. 22. Костин В.Н., Сташков А.Н., Ничипурук А.П., Сапожникова Ю.Г.. Контроль качества цементированных деталей из стали 15ХМ - Дефектоскопия, №12, 2004. - С. 49-53. 23. НСП 01-99/MO РФ. Нормы специального проектирования объектов по уничтожению химического оружия: Утв. НВ РХБЗ МО РФ приказом № 173 от 17 июня 1999 года. -. М.: 1999. - 60 с. 24. ПР 84-19-2002 «Правила устройства и безопасной эксплуатации производств утилизации обычных боеприпасов», введены в действие распоряжением Заместителя МО РФ от 24 октября 2003 года № 343/8/4/1253». 158 25. Бодажков В. А. Индукционный нагрев труб. Л., Машиностроение, 1969. 152 с. 26. Баскаков П.А. Создание индукционного нагревателя для уничтожения малогабаритных боеприпасов / «Итоги диссертационных исследований". Том 2. – Материалы VI Всероссийского конкурса молодых ученых, посвященного 90летию со дня рождения академика В.П. Макеева. - М.: РАН, 2014. – С.56-62. 27. Баскаков П.А., Кувалдин А.Б. Разработка индукционно - резистивного нагревателя для утилизации химических боеприпасов // Тез. докл. XXI Междунар. научно-технич. конф. студентов и аспирантов «Радиоэлектроника, электротехника и энергетика». М.: Изд. дом МЭИ, 2015, Т.2. -С. 238. 28. Сучков В.Ф., Светлова В.И. Финкель Э.Э. Жаростойкие кабели с магнезиальной изоляцией. М., «Энергия», 1969. - 96 с. 29. Клубович, В. В. Ультразвук в технологии производства композиционных кабелей: [монография] / В. В. Клубович, В. В. Рубаник, Ю. В. Царенко ; рец.: С. А. Астапчик, А. И. Гордиенко ; Национальная академия наук Беларуси, - Минск : Беларуская навука, 2012. - 296 с. 30. Баскаков П.А. Разработка и исследование индукционно-резистивного нагревателя/ Баскаков П.А., Кувалдин А.Б., Затрубщиков Н.Б. // Вестник МЭИ. 2014. №4. – С. 41-48. 31. Рубаник В.В., Царенко Ю.В. Структурные свойства оболочки кабеля после деформации с наложением ультразвука // Вестник Тамбовского университета. Серия: Естественные и технические науки, Выпуск № 4-2 , Том 18, 2013. -17501751 с. 32. A. Kurc, Z. Stokáosa, Some mechanical and magnetic properties of cold rolled X5CrNi18-8 stainless steel, Archives of Materials Science and Engineering 34/2 (2008) 89-94. 33. Немков В.С. Теория и расчет устройств индукционного нагрева / В.С. Немков, В.Б. Демидович. – Л.: Энергоатомиздат, 1988. – 280 с. 159 34. Кувалдин А.Б. Индукционный нагрев ферромагнитных сталей. - М.: Энергоатомиздат, 1988. - 200 с. 35. Немков В. С. Теория и расчет цилиндрических электромагнитных систем индукционного нагрева. Текст.: автореферат дисс. докт. техн. наук: 05.09.10 /В. С. Немков. – ЛПИ. – Л., 1979. – 30 с. 36. Северянин А. К. Исследование электромагнитных параметров многослойных индукторов промышленной частоты и разработка экономических конструкций их обмоток : дис. канд. техн. наук : 05.09.10. – Л., 1986. – 195 с. 37. Демидович В.Б. Теория, исследование и разработка индукционных нагревателей для металлургической промышленности Текст.: автореферат дисс.докт. техн. наук . - С-Пб.: СПбГЭТУ, 2002. - 32 с. 38. Слухоцкий, А. Е. Установки индукционного нагрева / А. Е. Слухоцкий, B. С. Немков, Н. А. Павлов, А. В. Бамунер. - Л.: Энергоиздат, 1981. - 328 с. 39. Демидович В.Б, Чмиленко Ф, В. Численное моделирование устройств индукционного нагрева. - СПб.: Изд-во СПбГЭТУ “ЛЭТИ”, 2010. - 158 с. 40. Мельников А.А. Расчет электромагнитных и температурных полей методом конечных элементов. Уч. пособие/ Моск. гос. ин-т радиотехники, электроники и автоматики (техн. ун-т). - М., 2001. – 76 с. 41. Черных И.В. Пакет ELCUT: моделирование устройств индукционного нагрева. // Экспонента №2-2. 2003. 42. JMAG: Simulation Technology for Electromechanical Design. – JSOL Corp. – Режим доступа: http://www.jmag-international.com/ – Электронный ресурс. 43. Вишняков С.В., Гордюхина Н.М., Федорова Е.М. Расчет электромагнитных полей с помощью программного комплекса ANSYS. Учебное пособие -М.: Издательство МЭИ, 2003. -100 с. 44. Щербаков М.А. Определение коэффициентов теплоотдачи при моделировании задач в ANSYS CFX / Авиационно-космическая техника и технология . 2011. - № 7. - С. 165–169. 160 45. Черных И.В. Моделирование электротехнических устройств в MATLAB, SimPowerSystems и Simulink. –М.: ДМК Пресс; СПб.: Питер, 2008. –288 с. 46. Минеев А.Р., Коробов А.И., Погребисский М.Я. Моделирование электротехнологических процессов и установок. — М.: ≪Компания Спутник+≫, 2004. 47. Баскаков П. А., Кувалдин А. Б. Теоретическое и экспериментальное исследование индукционно-резистивного нагревателя для уничтожения мелкокалиберных боеприпасов // Вестник СамГТУ, серия «Технические науки», №3(47), – 2015. - С. 118–127. 48. Индукционный и электроконтактный нагрев металлов: монография / А. И. Алиферов, С. Лупи. – Новосибирск : Изд-во НГТУ, 2011. – 410 с. 49. Двумерные и трехмерные электротепловые модели индукционных нагревателей Текст.: учебное пособие / В.Б. Демидович [и др.]. СПб: СПбГЭТУ «ЛЭТИ», 2004. - 40 с. 50. Баскаков П.А., Кувалдин А.Б. Моделирование индукционно-резистивного нагревателя для утилизации боеприпасов //Тез. докл. XIX Междунар. научнотехнич. конф. студентов и аспирантов «Радиоэлектроника, электротехника и энергетика». М.: Изд. дом МЭИ, Москва, 2013. С.290. 51. Вишняков С.В., Гордюхина Н.М., Федорова Е.М. Расчет электромагнитных полей с помощью программного комплекса ANSYS. – М.: МЭИ, 2003. – С. 100. 52. Физические свойства сталей и сплавов, применяемых в энергетике: справочник / под ред. Б.Е. Неймарка, – М.–Л., 1967. – 240 с. 53. Белобородов А. В. Оценка качества построения конечно-элементной модели в ANSYS / А. В. Белобородов // Вестник УГТУ – УПИ. – 2005. – №11 (63). С. 60-67. 54. Low-Frequency Electromagnetic Analysis Guide // ANSYS Release 14.0 Documentation / ANSYS, Inc., 2011. – Электронный ресурс. 55. Кувалдин А.Б., Баскаков П.А. Моделирование сопряженных электротепловых и свободно-конвективных процессов в индукционно-резистивном нагрева- 161 теле для уничтожения боеприпасов // Индукционный нагрев, № 2 (29), 2015. С. 4 – 9. 56. Терехов В.П., Семенов В.В. Влияние несинусоидальности на потери в токопроводах индукционных установок. Вестник Чуваш. ун-та. 2009. № 2 С.173180. 57. Долингер, С.Ю. Оценка дополнительных потерь мощности от высших гармоник в элементах систем электроснабжения / С.Ю. Долингер [и др.] // Омский научный вестник. - 2009. - №1 (77). - С. 109-113. 58. Нейман Л. Р. Поверхностный эффект в ферромагнитных телах / Л. Р. Нейман. – Л. – М.: Госэнергоиздат, 1949. – 190 с. 59. Владимиров С. Н. Аналитические соотношения, аппроксимирующие температурно-полевую зависимость магнитной проницаемости конструктивных сталей / С. Н. Владимиров, С. К. Земан, В. В. Рубан // Известия Томского политехнического университета. – 2009. – Т. 315, №4. – С. 100-104. 60. Архангельский, А. Я. Программирование в Delphi 7 [Текст] : учебное пособие / А.Я. Архангельский. - М : Бином-Пресс, 2004. - 1152 с. 61. Павлов H.A. Инженерные тепловые расчеты индукционных нагревателей / H.A. Павлов. М.-Л.: Энергия, 1978. - 120 с. 62. Галунин С.А., Злобина М.В., Царевский В.В. Теория теплопроводности при индукционном нагреве. Аналитическое представление. Учеб. пособие. СПб.: Изд-во СПбГЭТУ “ЛЭТИ”, 2009. 64 с. 63. Чиркин B.C. Теплофизические свойства материалов. -М.: Физматгиз, 1959.- 356 с. 64. Баскаков П.А. Исследование нагрева локализатора с переменной толщиной стенок с учетом естественной конвекции // Сб. тр. VIII Всерос. конф. молодых ученых и специалистов «Будущее машиностроения России» . M.: МГТУ им Баумана, 2015. С. 150-153. 65. Михеев М.А., Михеева И.М. Основы теплопередачи. М.: Энергия, 1977. 344 с. 162 66. ANSYS CFX-Solver Theory Guide. ANSYS CFX Release 11.0 / ANSYS, Inc. // Southpointe 275 Technology Drive. – Canonsburg: PA15317, 2006. –312 p. 67. Баскаков П.А. Численное моделирование естественной конвекции в индукционно-резистивном нагревателе // Естественные и технические науки. – М: Спутник+. –2015.– №8. – С. 52–56. 68. Варгафтик Н.Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей. Изд. второе. — М.: Наука, 1972. — 720 с. 69. Satoru YAMAMOTO, Daisuke HIIYAMA and Byeong Rog SHIN: A Numerical Method for Natural Convection and Heat Conduction around and in a Horizontal Circular Pipe, International Journal of H]eat and Mass Transfer, 2004. 70. Шеремет М.А. Математическое моделирование нестационарной сопряженной термо-гравитационной конвекции в замкнутом наклонном цилиндре // Вестник Нижегородского университета им. Н.И. Лобачевского. 2011. № 4(3). С. 1272–11274. 71. Ван Дайк M. Альбом течений жидкости и газа. М. : Мир, 1986. 184 с. 72. J. V. Herraez and R. Belda, A study of free convection in air around horizontal cylinders of different diameters based on holographic interferometry. Temperature field equations and heat transfer coefficients, Int. J. Therm. Sci. 41 (2002), 261-267. 73. Гарбарук А.В. Моделирование турбулентности в расчетах сложных течений: учебное пособие / А.В. Гарбарук, М.Х. Стрелец, М.Л. Шур – СПб: Изд-во Политехн. ун-та, 2012. – 88 с. 74. Юн А.А. Теория и практика моделирования турбулентных течений. - М.: Книжныйдом «ЛИБРОКОМ», 2009. 75. Баскаков П.А. Исследование тепловых и прочностных характеристик нагревателей для уничтожения боеприпасов// Сб. тр. VII Всерос. конф. молодых ученых и специалистов «Будущее машиностроения России» . M.: МГТУ им Баумана, 2014. С. 250-253. 163 76. Баскаков П.А Исследование электрических характеристик индукционнорезистивного нагревателя // Тез. докл. XIII Междунар. научно-практич. интернетконф. Орел, 2015. – С. 131-133. 77. Баскаков П.А. Установка уничтожения малогабаритных элементов боеприпасов/ Баскаков П.А., Глинский В.П., Михайлов В.Д. // Спецсборник СамГТУ. Самара: СамГТУ – 2013 г. № 7, Ч.II., С. 152-159. 78. Баскаков П.А, Кувалдин А.Б. Моделирование режимов работы индукционно-резистивного нагревателя для безопасной утилизации боеприпасов // Тез. докл. XI Междунар. научно-практич. интернет-конф. Орел, 2013. – С. 129-131. 79. Баскаков П.А., Кувалдин А.Б. Моделирование квазистационарного режима работы индукционно-резистивного нагревателя для утилизации боеприпасов//Тез. докл. XX Междунар. научно-технич. конф. студентов и аспирантов «Радиоэлектроника, электротехника и энергетика». М.: Изд. дом МЭИ, Москва, 2014, Т.2 С.280. 80. Коржов Д.Н. Обеспечение электромагнитной совместимости в системах электроснабжения промышленных предприятий с электроустановками индукционного нагрева Автореф. дис. на соиск. учен. степ. к.т.н.: Спец. 05.14.02 / БГТУ им. В. Г. Шухова - Белгород: 2015. – 20с. 81. ГОСТ 32144-2013. Электрическая энергия. Совместимость технических средств электромагнитная. Нормы качества электрической энергии в системах электроснабжения общего назначения. – М.: Стандартинформ, 2014. – 10 с. 82. Баскаков П.А. Взрывная камера для уничтожения боеприпасов методом теплового взрыва/ Баскаков П.А., В.П. Глинский, Н.В. Шикунов, В.А. Порхачев // Материалы XLI научно-технич. конф. «Проектирование систем» М.:Изд. ФГУП «НТЦ «Информтехника», 2014, Т2.-143-146с. 83. Баскаков П. А. Камера подрыва для уничтожения малогабаритных элементов боеприпасов/ П. А. Баскаков, В. П. Глинский, В.Д. Михайлов, Н. Б. Затрубщиков, Обжогин А.И., и др. // Сб. докл. IX Междунар. научно-технич. 164 конф.«Актуальные проблемы утилизации ракет и боеприпасов»-М., 2014 г. –С.9096. 84. Пат. RU 2572275 U1: МПК F42B 33/00, 33/06. Взрывозащитная локализующая камера многоразового использования для уничтожения неразборных боеприпасов [Текст] / Шикунов Н.В., Порхачев В.А., Глинский В.П., Михайлов В.Д., Обжогин А.И., Баскаков П.А., Бабинцев А.А., Затрубщиков Н.Б., Шамонин В.В. Трофимов. Ю.С.; заявитель и патентообладатель Красноармейский науч.-исслед. инс-т. механизации. – № 2014107526/11; заявл. 28.02.14; опубл. 10.01.16, Бюл. № 1. – 15с. :ил. 85. Баскаков П.А., Лысенко К.Н. Перепрофилирование технологической линии расснаряжения и уничтожения боеприпасов сложной конструкции под обычные виды боеприпасов // Сб. тр. IV Всерос. конф. «Химическое разоружение 2015: итоги и аспекты технологических решений CHEMDET-2015». Ижевск: ИМ УрО РАН, 2015. С. 26-30. 86. Баскаков П. А. Обеспечение безопасности уничтожении неразборных элементов химических боеприпасов/ Лысенко К, Н., Исаев В. И. // Тез. докл. VII научно-практич. конф. «Научно-технические аспекты обеспечения безопасности при уничтожении, хранении и транспортировке химического оружия» - М.: ФУ БХУХО, 2014. - С. 405-416. 87. Баскаков П.А. Пути использования объектов по уничтожению химического оружия для утилизации обычных видов вооружения/ Глинский В.П., Винников В.П., Михайлов В.Д., Обжогин А.И.// Тез. докл. VII научно-практич. конф. «Научно-технические аспекты обеспечения безопасности при уничтожении, хранении и транспортировке химического оружия» - М.: ФУ БХУХО, 2014. - С. 140142. 88. Физика взрыва / Под ред. Л. П. Орленко. — Изд. 3-е, переработанное. — В 2 т. Т. 1. - M.: ФИЗМАТЛИТ, 2002. - 832 с. 89. Баскаков П.А. Экспериментальная оценка взрывостойкости и работоспособности узла уничтожения при многократных подрывах боеприпасов // Наука и 165 образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана. Электрон. журн. 2016. № 2. DOI: 10.7463/0216.0832917. 90. Баскаков П.А. Моделирование взрывного нагружения индукционного нагревателя для уничтожения боеприпасов// Тр. XV всероссийской научно-техн. конф. «Наука. Промышленность. Оборона» -Новосибирск : Изд-во НГТУ, 2014г. С-65-69. 91. Мейдер Ч. Численное моделирование детонации, Пер. с англ. - М.: Мир, 1985. — 384 с. 92. Баскаков П.А. Исследование режимов нагрева боеприпаса, обеспечивающих его полное уничтожение // Тр. XV всероссийской научно-техн. конф. «Наука. Промышленность. Оборона» - Новосибирск : Изд-во НГТУ, 2014г. С-61-65. 166 ПРИЛОЖЕНИЕ А МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ВЗРЫВНОГО НАГРУЖЕНИЯ ЛОКАЛИЗАТОРА ПРИ УНИЧТОЖЕНИИ БОЕПРИПАСОВ При уничтожении боеприпасов локализатор находится в ближней зоне взрыва (расстояние < 5 радиусов заряда), в которой основным поражающим фактором является детонационная волна, воздействие которой носит быстротечный и нелинейный характер, поэтому аналитически рассчитывать ее параметры практически невозможно. В связи с этим, для оценки толщины стенки локализатора необходимо провести моделирование взрывного нагружения, учитывающее гидродинамику ударных волн. Целью моделирования являлось: – определение прочностных характеристик локализатора при однократном взрыве боеприпаса; – установление зависимости деформации локализатора от толщины стенки; – определение тепловой мощности, поглощаемой локализатором при взрыве. Для моделирования взрывного нагружения выбран макет боеприпаса (рис. 1.1) с массой ВВ 0,7 кг в тротиловом эквиваленте. Моделирование проводилось по методике АО «КНИИМ» с использованием программы ANSYS AUTODYN, основанной на численном интегрировании нестационарных дифференциальных уравнений движения сплошной среды, представляющих собой законы сохранения массы, импульса и энергии, дополненных уравнениями состояния для продуктов детонации, воздуха и металла [88]. Порядок подготовки расчетной модели, задания свойств материалов и параметров расчета изложен в методике АО «КНИИМ». Моделирование проводилось до физического времени 2,5 мс, при котором происходит максимальное нагружение локализатора газообразными продуктами взрыва. Результаты расчета представлены на рис. A.1. 167 Рис. А.1. Пластические деформации в локализаторе в масштабе 1:50 в момент времени 2,5 мс и зависимость пластических деформаций от времени Из рисунка видно, что наиболее нагруженной частью локализатора является зона под боеприпасом, в которой происходит контактное (бризантное) действие взрыва с возникновением пластических деформаций (6%). Остальная часть локализатора находится в области упругих деформаций [89]. Расчеты показали, что при взрыве скользящая детонационная волна вымывает металл из локализатора, что ведет к уменьшению толщины стенки. Следовательно, толщина стенки локализатора должна быть не менее 120 мм. Для снижения металлоемкости предложено выполнить локализатор с переменной толщиной стенки: максимальной 120 мм в нижней, наиболее нагруженной части, минимальной – 60 мм в верхней [90]. Данный расчет для однократного подрыва является оценочным, позволяющим определить габаритные размеры локализатора. Для определения ресурса локализатора при многократных подрывах необходимо проведение взрывных испытаний. С использованием модели определена суммарная тепловая мощность, поглощаемая локализатором при взрыве, которая складывается из тепловыделения при пластическом деформировании и мощности, предаваемой теплопередачей от газообразных продуктов взрыва и осколков. Для макета с массой ВВ 0,7 кг поглощаемая мощность составляет Рвзр = 6,4 кВт. Полученная мощность использовалась при построении структурной модели ИРН в Главе 4. 168 ПРИЛОЖЕНИЕ Б МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ЭКЗОТЕРМИЧЕСКОГО РАЗЛОЖЕНИЯ ВЗРЫВЧАТОГО ВЕЩЕСТВА ПРИ ЕГО НАГРЕВЕ Особенностью ВВ является то, что их нагрев сопровождается экзотермической реакцией разложения, при которой происходит тепловой взрыв. Условием возникновения взрыва является накопление тепла в заряде при преобладании скорости тепловыделения за счет разложения ВВ над теплоотводом в окружающее пространство. Данное условие записывается уравнением Франк – Каменецкого [91]: c p дT / дt - T Q Ar - Q f , (Б.1) где: cp, ρ, λ – удельная теплоемкость, плотность и теплопроводность ВВ; T – температура; QAr –объемное тепловыделение при разложении ВВ; Qf – объемное поглощение тепла в процессе фазового перехода (для плавких ВВ); д2 / дx 2 д2 / дy 2 .–оператор Лапласа для двухмерной задачи. Объемное тепловыделение во ВВ при нагреве рассчитывается по уравнению Аррениуса [91]: Q Ar Q Z e E RT , (Б.2) где ρ – плотность ВВ; Q – удельный тепловой эффект реакции разложения; Z – предэкспоненциальный множитель (частотный фактор); E – энергия активации; T – абсолютная температура; R – универсальная газовая постоянная. На условия возникновения теплового взрыва влияет конструкция боеприпаса, свойства ВВ и теплообмен с окружающей средой. Учитывая нелинейную зависимость данных параметров, определение условий теплового взрыва проводилось по методике АО «КНИИМ» с использованием программы TEMPOL-3, которая основана на численном решении ур. (Б.1) и (Б.2) с учетом конструкции боеприпаса и условий внешнего теплообмена. Теплопередача не учитывалась из-за локального контакта боеприпаса со стенкой локализатора. 169 Целью моделирования являлось: – определение времени задержки инициирования ВВ при его нагреве; – исследование влияния температуры локализатора на время задержки инициирования боеприпаса; – определение мощности, необходимой для нагрева боеприпаса. Моделирование проводилось для макета боеприпаса (рис. 1.1) с массой ВВ 0,7 кг в двухмерной постановке, с заданием на его поверхностях конвективного и радиационного теплообмена с окружающей средой. Решение нестационарной задачи осуществлялось от начальной температуры макета 18°С до взрыва, при этом температура локализатора варьировалась от 200 до 800°С. В результате получены графики нагрева ВВ при разной температуре локализатора и температурные поля в макете (рис. Б.1). Рис. Б.1. Графики нагрева ВВ при разной температуре локализатора (°С) и температурные поля в макете перед началом взрывчатого превращения Горизонтальный участок на графиках соответствует плавлению ВВ, а вертикальный, с резким повышением температуры – началу взрывчатого превращения. Из картины тепловых полей видно, что взрывчатое превращение начинается в узкой пристеночной зоне ВВ [92]. В результате проведенных исследований получена зависимость времени задержки инициирования ВВ от температуры локализатора (рис. Б.2) и данные экспериментального замера времени задержки инициирования (точки) при ресурсных испытаниях (Глава 5). 170 Рис. Б.2. Зависимость времени задержки инициирования от температуры локализатора Из графика видно, что при увеличении температуры внутри локализатора уменьшается время уничтожения боеприпаса, что повышает производительность. Однако повышение температуры выше 500°С недопустимо, так как снижаются прочностные свойства локализатора, что ведет к быстрому его разрушению. Расчетное и экспериментальное время задержки инициирования хорошо согласуются, при этом максимальное расхождение не превышает 16%, что довольно точно для данного класса задач. Расчеты и эксперименты показали, что при большом перепаде температуры по длине локализатора, происходит взрыв более нагретой части боеприпаса с отбросом неразорвавшейся, что недопустимо с точки зрения безопасности. Для исключения данного явления перепад температуры по длине локализатора не должен превышать 50°С [92]. Моделирование показало, что для нагрева макета боеприпаса за 5 мин требуется мощность Рнагр = 1,3 кВт. Данная мощность использовалась при создании структурной модели нагревателя в Главе 4. 171 ПРИЛОЖЕНИЕ В ХАРАКТЕРИСТИКИ ОБОРУДОВАНИЯ, ИСПОЛЬЗОВАВШЕГОСЯ В ИСПЫТАТЕЛЬНОМ СТЕНДЕ Обозначение на рис. 5.1 Наименование Характеристики Система питания и регулирования температуры Количество каналов регулирования 2 шт: ИзмерительИР – двухпозиционный; регулятор ТРМ202 – аналоговый; Длительный ток 200 А; Однофазный регу- Максимальный кратковременный ток 5 кА; РМ лятор мощности Напряжение 1600 В; TPS1–200 Диапазон регулирования мощности 0-100%; Время нарастания мощности 0-199 с. БП Блок питания Выходное напряжение 24 В. Система охлаждения индуктора Производительность 114 м3/ч; Компрессор Максимальное давление 10 бар; К ВК-20А Объем ресивера 500 л; Мощность 15 кВт. Распределитель Управление – ручное; Р НЕ-D Рабочее давление 0–16 бар; Ф Фильтр FRC Степень фильтрации 40 µм; Регулятор давления Управление – ручное; РД MS-LR Диапазон регулирования 0,5 ... 12 бар; Датчик давления Диапазон измерения 0–10 бар; ДД SDE3 Точность 1,5%; Датчик расхода Диапазон измерения 2– 180 м3/ч; ДР SFAM-62 Точность 3%; Система измерения электрических и температурных параметров ТермоэлектричеДиапазон измерения -40…800°С; Тлок, Тинд ский преобразова- Точность измерения ± 2,5°С; тель ДТПL(ХА)–035 Тепловая инерция – 20 с; ТермоэлектричеДиапазон измерения 40…375°С; Тхол, Тгор ский преобразова- Точность измерения ±1,5°С; тель ТП-2088-5- Тепловая инерция – 2 с; 172 ИР ДТ ДН ДМ ХА(К) Измерительрегулятор ТРМ202 Датчик переменного тока ДТТ-03Т Датчик напряжения ДНХ-03 Датчики активной мощности ДИМ-200 М Мультиметр ИМС-Ф1 А Анализатор QUALISTAR PLUS C.A. 8335 П Пирометр Fluke-66 ТВ Тепловизор FLIR T335 Точность измерения температуры ±0,5%; Время опроса датчиков 1 с; Диапазон измерения 0–300 А; Точность измерения 0,5%; Диапазон измерения 0–500 В; Точность измерения 1,5%; Диапазон измерения 20–200 кВт; Точность измерения ±2%; Количество входов 6 шт; Время опроса 1 с; Диапазон измерения и точность: – напряжение 40–400 В, ±0,5%; – ток 0,02–1000 А, ± 0,5%; – мощность 0,02–400 кВт, ±1%; – частота 43–63 Гц, ±0,5%; – cos φ 0–1, ± 2%. Диапазон измерения: – напряжение 10…1000 В; – ток 10 мА…5000 А, – частота 40–60 Гц; Точность измерения ± 1%. Диапазон измерения -32…+600°С; Точность измерения ±1%; Разрешающая способность 0,1°С. Диапазон измерения -20 °С …+650°С; Точность измерения 2%; Чувствительность 0.05°С при 30°С; Спектральный диапазон 7.5–13 μm. 173 ПРИЛОЖЕНИЕ Г РЕКОМЕНДАЦИИ ПО КОНСТРУКТИВНОМУ ОФОРМЛЕНИЮ И ИЗГОТОВЛЕНИЮ НАГРЕВАТЕЛЯ, ВЫБОРУ ЭЛЕМЕНТОВ СИСТЕМ ПИТАНИЯ, РЕГУЛИРОВАНИЯ И ОХЛАЖДЕНИЯ 1. Рекомендации по конструктивному оформлению индуктора для нагрева локализатора (рис. 1.8): – ширина индуктора Lин = 0,6÷0,7 Lлок; – количество слоев n =4 шт; – зазор между локализатором и индуктором δ = 15–25 мм; – толщина защитного кожуха из нержавеющей немагнитной стали не более 5 мм; – внутренняя поверхность кожуха должна иметь теплоизоляцию толщиной менее 10 мм с температурой эксплуатации не ниже 600°С, например базальтовое волокно; – обмотка должна выть выполнена из провода с металлической защитной оболочкой с сечением жилы 36 мм2, наружными размерами 10 × 10 мм, толщиной нержавеющей оболочки 0,6–0,7 мм; – класс термической стойкости провода должен быть не менее 400°С; – применение внешнего магнитопровода нецелесообразно из-за усложнения конструкции и снижения КПД нагревателя; 2. Рекомендации по системе питания и регулирования температуры: – питание нагревателя должно осуществляется от однофазной электросети через понижающий трансформатор (ТР), например ТС–63, с мощностью 63 кВА, обеспечивающий на выходе напряжение 380 В и частоту 50 Гц; – предлагаемая схема питания представлена на рис. Г1: Подключение к сети осуществляется через автоматический выключатель (QF), обеспечивающий защиту электросети и нагревателя от аварийных режимов работы. 174 – силовой блок (А1), представляет собой тиристорный ключ со встречнопараллельным включением двух тиристоров, смонтированных на воздушных радиаторах. Для ограничения скорости нарастания напряжения на тиристорах параллельно им включается R–C цепочка. Тиристорный ключ обеспечивает оперативное управление работой нагревателя – включение и выключение, снижение мощности с целью поддержания заданной температуры локализатора. Рекомендуется использовать преобразователь TPS1–200 фирмы FOTEK с номинальным напряжением 1600 В и током 200 А. – управление тиристорным ключом осуществляется микропроцессорным двухканальным регулятором температуры (А2), например ТРМ 202 фирмы ОВЕН, с аналоговым каналом, поддерживающим по пропорциональному закону температуру локализатора на уровне 500 ± 10°С, и релейным каналом, отключающим питание индуктора при его перегреве выше 400°С; – для компенсации реактивной мощности нагревателя применяется конденсаторная батарея (С1), которая обеспечивает снижение потребляемого тока от электрической сети (тока фидера) и повышение коэффициента мощности нагревателя. Рекомендуется использовать конденсаторы промышленной частоты общего назначения серий КС, КПС и т.п. с номинальным напряжением 400 В и реактивной мощностью – 40 квар; – для разгрузки питающей сети от высших гармоник параллельно нагревателю рекомендуется подключить активный фильтр (Ф) гармоник АФГ4N(ДФКУ)-150 с мощностью 50 кВА; – для контроля и настройки электрического режима работы нагревателя рекомендуется использовать: датчик тока (рА), например ДТТ-03Т, включенный в силовую схему через измерительный трансформатор (ТА), и датчик напряжения (рV), например ДНХ-03; – датчики тока и напряжения соединяются с мультиметром (М), например ИМС-Ф1, на котором отображаются данные о напряжении, токе, активной, реактивно и полной мощности, частоте тока и cos φ. 175 Рис. Г1. Электрическая схема питания нагревателя – для замера температуры локализатора и индуктора предпочтительнее использовать подпружиненные контактные термоэлектрические преобразователи сопротивления, например ДТПL фирмы ОВЕН, диаметром 8–10 мм с корпусом из нержавеющей стали. Измерение температуры локализатора (ДТ лок) необходимо проводить в средней, наиболее нагретой, его части. Температуру обмотки (ДТ обм) необходимо замерять на внутреннем слое в средней части индуктора. 3. Рекомендации по системе охлаждения: – для снижения температуры индуктора должно быть использовано принудительное воздушное охлаждение с использованием воздуха или чистого азота; – коллекторную систему охлаждения необходимо выполнить из нержавеющей трубки 14 × 2 мм и располагать между 2-м и 3-м слоями обмотки; 176 – для охлаждения обмотки должен использоваться сжатый воздух температурой Тхол = 10–15°С , расходом не менее 80 м3/ч и давлением 2–3 бар, при этом температура выходящего воздуха будет составлять Тгор = 130–150°С; 4. Рекомендации по изготовлению: – намотку провода на корпус рекомендуется проводить на токарном станке ДИП-500 со специальной оснасткой, позволяющей перемещать провод вдоль индуктора; –провод должен фиксироваться на корпусе хомутами; – после намотки провода проводится проверка электрических характеристик индуктора. Активное сопротивление жилы при температуре 20°С должно составлять Rжилы = 0,09–0,15 Ом. Сопротивление изоляции при температуре 20°С должно составлять Rизол ≥ 0,5 МОм при испытательном напряжении 500 В; – при малом сопротивлении изоляции Rизол, вызванным попаданием влаги в изоляцию провода через открытые концы, производится термическая обработка нагревателя при температуре 250–300°С в течение 5–7 ч для испарения влаги из изоляции; – при соответствии электрических характеристик индуктора на концы кабеля припаиваются гермовводы с фарфоровым изолятором, препятствующие попаданию влаги и замыканию жилы и оболочки провода. – к корпусу приваривается защитный кожух и проводиться проверка герметичности путем подачи сжатого воздуха под давлением 6 бар во внутреннюю полость и выдержка в течении 15 мин, при этом падение давления более 0,1 бар не допускается. 177 ПРИЛОЖЕНИЕ Д АКТЫ ВНЕДРЕНИЯ ДИССЕРТАЦИОННОЙ РАБОТЫ 178 179 180 181
