Оценка стойкости термозащитных покрытий при импульсном воздействии высокоэрозионных продуктов горения топливных элементов

Термозащитные покрытия (ТЗП) применяются для защиты поверхностей высоконагру-женных деталей от повреждений высокими тепловыми и газодинамическими потоками продуктов горения (ПГ) топливных элементов (ТЭ), вызывающими такие явления как: эрозия, деформация или плавление, являющиеся результатом их разгарно-эрозионного действия (РЭД). ТЗП должны обладать высокими температурами плавления и предотвращать передачу тепла на подложку. Они могут состоять из специальных теплостойких материалов, таких как керамика, керамические композиты или металлические сплавы, или быть металлическими [1,2], способными выдерживать силовые и термосиловые нагрузки. Современные ТЗП ( Cr, W, ВК- 8 , Nb, NbN, Ta, TaW,

ЭП-131, TiB 2 , Mo, W и др.) в целом удовлетворяют требованиям, обеспечивающим выполнение функции защиты по эрозионной стойкости в условиях газодинамического действия ПГ при высоких давлениях и скоростях потока. Они обладают высокой твердостью и механической прочностью. Им присущи также свойства высокой температуры плавления (выше 1700 °С) и химической нейтральности (инертности) к компонентам ПГ. Однако, для обеспечения стойкости таких покрытий в условиях высоких давлений и температур их коэффициенты линейного термического расширения должны быть близки к соответствующим значениям для защищаемой, как правило стальной подложки, что является проблемой [1,2].

EDN FAKNQU

Проблемой является и технология нанесения покрытия, которая должна обеспечивать многослойную конструкцию, состоящую, как правило, из слоев разной толщины, обладающих различными механическими и термическими свойствами. При этом должна быть обеспечена адгезионная прочность покрытия с основой на уровне механической прочности основного металла.

В случае воздействия коротких импульсных нагружений большой интенсивности [1,2], измеряемых сотыми долями секунды, в качестве защитных покрытий могут применяться металлические составы и композиции. Несмотря на их высокую теплопроводность в относительно короткое время с их применением, можно обеспечить тепловой барьер, необходимый, чтобы на стальной поверхности подложки не были получены критические температуры, приводящие к разрушению металла. Как правило металлические ТЗП формируют непосредственно на поверхности уже готового изделия, применяя при этом технологии, обеспечивающие необходимую адгезию в тонком (несколько микрон) поверхностном слое и сохраняющие неизменными свойства материала подложки. Многие из этих технологий были подвергнуты испытаниям в АО «ЦНИИМ».

К перспективным в данном направлении технологиям относят:

• -    гальваническое хромирование;

• -    комбинированное покрытие: гальванический хром + лазерное упрочнение на незащищенной поверхности в меньшей степени подверженной воздействию ПГ;

• -    вакуумная ионно-плазменная технология нанесения покрытия Cr, W, ВК -8, Nb, NbN, Ta, TaN (магнетронное напыление, термическое электроннолучевое, дуговое напыление);

• -    вакуумное ионно-плазменное магнетронное напыление импульсами высокой мощности (HIPIMS);

• -    сварка взрывом ( Ta -2,5 W , Та , Со , стеллит);

• -    лазерное и плазменное упрочнение поверхностей и др.

Постановка задачи исследования

Применение технологий нанесения ТЗП, обеспечивающего работу изделия в экстремальных условиях ведет к необходимости применения методов имитационного моделирования физикохимических процессов, происходящих при действии ПГ. При этом существенную практическую значимость представляют исследования, проводимые на натурных образцах, изготовленных из материалов идентичных материалу изделий с ТЗП и с реальными образцами ТЭ, которые должны применяться, как для подтверждения адекватности и верификации математических моделей, так и для сравнительной оценки мероприятий по защите от РЭД.

Многообразие перспективных технологий нанесения защитных покрытий, разработка перспективных ТЭ, сложность механизма воздействия продуктов ТЭ и неизученность их воздействия на поверхности и их защитные покрытия, ставят сегодня задачу широкомасштабных экспериментальных исследований.

Проведение полномасштабных экспериментальных исследований на образцах изделий, работающих в экстремальных условиях не целесообразно. Поэтому прибегают к исследованиям РЭД на баллистических установках, которые будут способны формировать подобный воздействию в реальных условиях импульс ГП на образцах с защитным покрытием. Наиболее экономически целесообразным методом, обеспечивающим такие исследования, является метод, основанный на использовании газодинамической импульсной сопловой установки (ГИСУ) [3]. Метод позволяет формировать импульс ГП в широком диапазоне давлений за счет варьирования диаметром сопла, массой ТЭ и объемом зарядной каморы. Основной проблемой, решаемой при применении ГИСУ, является обеспечение адекватности РЭД ПГ процессам, происходящим в реальных условиях.

Прогноз стойкости защитного покрытия может быть обеспечен использованием расчетноэкспериментальной методики, основанной на воздействии на него потока ПГ, приводящего к эрозионному изнашиванию.

Особенности устройства и действия газодинамической импульсной сопловой установки

Схема ГИСУ приведена на рисунке 1. Схема размещения испытуемых образцов в сопловом блоке ГИСУ приведена на рисунке 2. Основными требованиями, предъявляемыми к ГИСУ, являются следующие [3]:

• -    обеспечение запаса прочности при рабочих давлениях;

• -    обеспечение возможности регистрации основных эксплуатационных параметров (рабочее давление, температура на поверхности образца);

• -    соблюдение эргономических требований и безопасность проведения работ.

Подробное описание устройства ГИСУ (Рис.1) приведено в работе [3]. Инициирование воспламенения заряда 10 производится электрическим импульсом малой мощности, подведенным через канал трубы. При сгорании ТЭ 10 поток ПГ проходит через направляющую втулку 5 и омывает поверхность испытуемых образцов во втулке 5. Здесь же поток ПГ омывает поверхность с установленным безинерционным датчиком температуры. В процессе функционирования ГИСУ регистрируется изменение во времени давления в каморе 3 и температуры поверхности во втулке 5 (поверхности образцов). Сема измерительного комплекса приведена на рисунке 3.

Рисунок 1 – Экспериментальная газодинамическая импульсная сопловая установка : 1 – корпус; 2 – затвор; 3 – камора; 4 – обтюратор; 5 – втулка с образцами; 6 – труба; 7 – кожух; 8 –датчик давления; 9 –датчик температуры; 10 – ТЭ; 11 – запальная линия

Основу измерительного комплекса составляет модуль USB-3000, который позволил построить мобильную систему сбора и обработки цифровой информации, получаемой от датчика давления и термопар (т/п) через комутатор SCC-68. В качестве измерительного устройства использовался персональный компьютер. Высокое быстродействие модуля USB-3000 позволило исследовать быстропротекающие процессы. Достоверность измерения давления обеспечивается применением аттестованной штатной приборной базы. Достоверность измерения температуры поверхности образцов обеспечивается тарировкой специальной безинерционной термопары, изготавливаемой из материала, аналогичного защитному покрытию. Верхние пределы измерений для давления – 1000 МПа и для температуры – 1700 К. Для обеспечения моделирования температурных, силовых и временных параметров воздействия ПГ в каморе производится воспламенение и сгорание ТЭ сходных с натурными по химическому и компонентному составу. Для обеспечения подобия процесса применяются специально изготовленные более тонкие ТЭ.

Рисунок 2 – Схема размещения образцов:

1 – сопловой блок; 2 – сопло; 3 – испытуемые образцы; 4 – втулка крепления образцов

Имитационное моделирование процесса теплового воздействия

Методика обеспечения баллистического подобия процесса основана на подборе объема каморы, массы ТЭ и толщины горящего свода элементов, обеспечивающих:

• -    наибольшее давление ПГ р_тах в каморе 3 установки (Рис.1) – на уровне штатной моделируемой системы;

• -    длительность нарастания импульса давления т_к- на уровне штатной моделируемой системы;

• -    5_и - площадь импульса теплового воздействия – на уровне штатной моделируемой системы.

В основе методики баллистического проектирования лежат основные зависимости горения топливного заряда в постоянном объеме с истечением ПГ через небольшое отверстие [3] при условии, что максимум давления ПГ совпадает с концом горения.

Таблица 1 – Результаты подбора параметров процесса

Номер кривой	Топливный элемент 4/1
	W o , дм 3	ω , кг	Т к , С
1	1	0,49	0,024
2	1,8	0,87	0,042
	Топливный элемен 7/7
3	1,0	0,52	0,025
4	1,8	0,89	0,044

Рисунок 3 – Схема измерительного комплекса

Величина температурного импульса обе печивается подбором объема каморы W o , за счет установки специальных недеформируемых вт лок и массы пороха ω . Варьирование произв дится в пределах (0,5 ÷ 2,0) дм ³ (Рис. 4). Однако вследствие сложности моделирования процесса истечения в геометрически сложном пространственном канале и в процессе горения заряда ТЭ окончательный подбор заряда (таблица 1) производится экспериментально. Как правило, расчетные значения давлений р_тах в каморе отличаются в большую сторону, причем тем больше, чем ниже требуемое расчетное значение.

Решение задачи анализа температурно-силового воздействия при параметрах заряжания, представленных в таблице 1. приведено на графиках на рисунке 4

Рисунок 4 – Импульсы давления (в соответствии с таблицей 1)

В качестве модели температурно-силового воздействия ПГ на поверхность образцов применяется система уравнений, приведенная в работе [3].

В результате решения задачи моделирования температурно-силового воздействия ПГ были получены кривые давления и температуры ПГ в зависимости от времени.

На рисунке 5 представлены кривые импульса давления ПГ в каморе и на образцах.

Таблица 2 – Параметры имитационного процесса

№ п/п	Наименование параметра	Значение
1.	Диаметр сопла, мм	10
2.	Объем каморы, дм3	2,1
3.	Масса ТЭ, кг	0,8
4.	Плотность заряжания	0,38
5.	Теплота горения топлива, ккал/кг	840
6.	Конечный импульс топлива, КПа х с	500

Очевидно, что кривая скорости потока ПГ эквидестантна температуре ПГ и значительно (почти в два раза) превышает скорость в штатных системах.

Давление, Па

Рисунок 5 – Импульс давления: 1 – в каморе, 2 – на образцах, 3 – штатный, 4,5 – с уменьшенным критическим сечением (диаметр 10 мм)

Математическая модель анализа теплового состояния поверхности основана на законе теплопередачи Ньютона-Рихмана, определяемом уравнением

dQ/dt= aQl-T^F.        (1)

с учетом изменяющихся во времени коэффициентом теплоотдачи α и температуры внутренней поверхности образцов Т_ст.

Осредненные по поверхности теплообмена значения коэффициента теплоотдачи при горении топлива в постоянном объеме определяются в соответствии с данными специальных опытов Мюраура и Серебрякова по следующей формуле [3]

o’ = '"/^ ,55 (^/J^0,65.      (2)

где    W - свободный объем каморы, в котором происходит горение топлива;

^/^

G - приток массы газа в результате го- рения топлива.

Осредненные по поверхности теплообмена значения коэффициента теплоотдачи в канале ГИСУ малых диаметров определяются введением дополнительного члена в формулу (2)

а = a* + Ct7wo,55 nJSMO]0,65, (3) который учитывает теплообмен при движении ПГ в канале. Здесь коэффициент пт и показатели сте- пени устанавливаются экспериментально, так чтобы получить температуру нагреваемых элементов ГИСУ.

Пример результатов решения задачи теплообмена приведен в виде графиков на рисунках 6 – 8. Эти результаты могут быть приняты в качестве критериев оценки адекватности расчетного метода и предметом согласования модельных и натурных параметров изнашивания образцов при применении мероприятий по защите изнашиваемой поверхности.

Рисунок 6 – Коэффициент теплоотдачи

Таким образом, сравнение полученных результатов расчетов с заданными вариантами показывает возможность моделирования температурно-силового воздействия на испытуемые образцы на разработанной экспериментальной ГИСУ.

Рисунок 7– Тепловой импульс: 1 – в каморе, 2 – на образцах, 3 – штатный, 4,5 – с уменьшенным критическим сечением (диаметр 10 мм)

Температура образца определяется из решения уравнения теплопроводности с учетом изменения температуропроводности материала образца от температуры а (Т) Для решения задачи необходимо предварительно определить значения коэффициентов теплоотдачи на внутренней а_г и наружной а_нж поверхностях образца, а также температуры потоков изнутри Т 1 и снаружи Т_нж. Подобные задачи можно решать с использованием универсальных программных продуктов [4].

Рисунок 8 – Температура поверхности защитного покрытия образца

Традиционным подходом при переносе результатов модельных испытаний на полномасштабные ГИУ является – основанный на определении соотношения между масштабными резуль- тирующими коэффициентами, характеризующими результат теплового и динамического воздействия С^, времени теплового действия Ст, давления ПГ Ср, скорости потока Cv, массы топлива Сш (удельной тепловой энергии на поверхности образцов) в соответствии с условиями физического подобия (Fo = idem; Bi = idem). (Здесь обозначено f - глубина изношенного слоя.)

Такие соотношения могут быть получены на основании рассмотрения уравнений:

• -    теплопроводности

• -    изнашивания:

сРТСт^ = а(Т1-ТСт) + Лд^1 х=^;

• -    уравнения баланса энергии при функционировании ГИСУ;

• -    зависимости коэффициента теплоотдачи от давления и скорости ПГ и др.

Основным критерием теплового подобия является равенство температуры защищаемой поверхности КС и образцов на глубине адгезионного слоя. Как правило, именно разрушение этого слоя приводит к разрушению защитного покрытия. Причем верхним критерием является достижение температуры в этом слое критической точки аустенитного превращения Ас 1 в стали.

Отдельной задачей исследования является определение динамического эффекта от действия скоростного напора ПГ, скорость которого значительно выше, чем скорость в реальных системах и практически не зависит от давления, поскольку образцы располагаются в критическом сечении сопла.

Результаты проведения стендовых испытаний эрозионной стойкости ТЗП

На рисунках 9 – 12 приведены внешний вид образцов с ТЗП, прошедших испытания на ГИСУ (рис.1, 2). Результаты проведенных испытаний являются сравнительными, а также могут применяться для параметризации моделей прогнозирования стойкости защитных покрытий применительно к конкретной гетерогенной системе потока ПГ и материала защитного покрытия.

Испытанию подвергались образцы с тантал-вольфрамовым (TaW10) покрытием, нанесенным методом ионно-плазменного вакуумного магнетронного осаждения, с хромовым гальваническим покрытием» и др..

Рисунок 9 – Внешний вид образцов перед проведением испытаний

Рисунок 10– Внешний вид образца с хромовым гальваническим покрытием после 1-го нагружения

характеристики температурно-силового воздействия на поверхности образцов с защитными покрытиями.

• 2.    Разработано программно-методическое обеспечение и проведен анализ характеристик газодинамического процесса. Установлено, что экспериментальная установка позволяет моделировать баллистический процесс, происходящий в газодинамических импульсных устройствах в широком диапазоне температурно-силового воздействия ПГ, позволяющем проводить в жестких условиях испытания эрозионной стойкости образцов и их ТЗП.

• 3.    Проведены испытания образцов, изготовленных из легированной стали с нанесенными различными способами ТЗП.

Рисунок 11 – Внешний вид образца с покрытием TaW10 после 4-х нагружений

Рисунок 12 – Внешний вид образца с покрытием TaW10 после 7-ми нагружений

На всех образцах видны следы схода ТЗП после испытаний. Измерение площади и характера схода ТЗП позволило в результате расчетных и экспериментальных исследований получить сравнительную характеристику стойкости различных видов покрытий и технологий их нанесения, а также дать характеристику их применимости по отношению к условиям эксплуатации.

Заключение

• 1.    Разработана газодинамическая импульсная сопловая установка, предназначенная для испытания стойкости защитных покрытий. Проведены экспериментальные исследования, обеспечивающие соответствующие реальным основные