馬慧明,張 亞,李世中

(1.中北大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，山西 太原 030051; 2.中北大學(xué)信息與通信工程學(xué)院，山西 太原 030051)

彈尾彈射裝置間隙密封的火藥氣體動(dòng)力學(xué)*

馬慧明1,2,張 亞1,李世中1

(1.中北大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，山西 太原 030051; 2.中北大學(xué)信息與通信工程學(xué)院，山西 太原 030051)

針對(duì)彈尾開(kāi)孔安裝用于侵徹?cái)?shù)據(jù)回收的彈射裝置后，存在的彈射間隙會(huì)使彈體內(nèi)的測(cè)試裝置受到火藥氣體侵蝕破壞的問(wèn)題，設(shè)計(jì)了間隙密封結(jié)構(gòu)，對(duì)流經(jīng)間隙的火藥氣體進(jìn)行了氣體動(dòng)力學(xué)的建模分析，并對(duì)密封結(jié)構(gòu)進(jìn)行了膛壓和密封空腔壓強(qiáng)測(cè)試。結(jié)果表明：火藥燃燒產(chǎn)生的氣體為可壓縮性氣體，在藥室和收縮的間隙通道中為亞聲速流動(dòng)狀態(tài)，而在擴(kuò)張的密封空腔中為超聲速流動(dòng)狀態(tài)；在彈底火藥氣體溫度為2 166.5 K、密度為360 kg/m3、壓強(qiáng)為242.9 MPa的條件下，經(jīng)過(guò)密封裝置的密封后，密封空腔內(nèi)的殘余氣體壓強(qiáng)為0.49 MPa。試驗(yàn)所得密封空腔內(nèi)的最大壓強(qiáng)為0.18 MPa，與模型計(jì)算結(jié)果基本吻合。

彈尾；火藥氣體；氣流參數(shù)；氣體動(dòng)力學(xué)；間隙密封；迷宮密封；密封圈

針對(duì)目前侵徹?cái)?shù)據(jù)硬回收方法尋彈困難的狀況，設(shè)計(jì)了一種新的方案，即：在彈丸侵徹目標(biāo)后，數(shù)據(jù)存儲(chǔ)裝置從彈尾彈出，而彈體繼續(xù)侵徹，試驗(yàn)完畢后，找到存儲(chǔ)裝置讀取數(shù)據(jù)，完成數(shù)據(jù)回收。該方案避免了尋彈的工作，提高了回收的成功率。要使存儲(chǔ)裝置從彈體尾部彈出，必須在彈尾密封的彈蓋上開(kāi)孔，留出彈射通道，為了避免膛內(nèi)發(fā)射時(shí)高溫高壓火藥氣體對(duì)測(cè)試裝置的燒蝕和沖擊，必須設(shè)計(jì)相應(yīng)的密封結(jié)構(gòu)來(lái)保證測(cè)試裝置的安全。對(duì)于火藥氣體的密封，王茂林等[1]研究了轉(zhuǎn)膛炮襯套徑向間隙部位火藥氣體壓力的變化情況，張浩等[2-3]針對(duì)埋頭彈火炮密封設(shè)計(jì)了瞬態(tài)高壓下的組合自緊式氣體密封系統(tǒng)，張訊等[4]分析了全可燃藥筒火炮炮膛密封技術(shù)并設(shè)計(jì)了一種組合式炮膛密封機(jī)構(gòu)，F(xiàn)u Qiang等[5]進(jìn)行了半可燃藥筒火炮密封結(jié)構(gòu)的優(yōu)化研究，趙威等[6]對(duì)某高膛壓試驗(yàn)裝置的密封結(jié)構(gòu)進(jìn)行了設(shè)計(jì)、動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析及優(yōu)化，陳偉等[7]設(shè)計(jì)了一種組合增壓式膛內(nèi)火藥氣體密封結(jié)構(gòu)，崔凱波等[8]對(duì)高溫高壓火藥氣體作用下的制退機(jī)密封圈的動(dòng)密封性能進(jìn)行了研究。這些研究主要針對(duì)炮膛以及藥室與炮膛之間的密封，采用自緊式組合密封環(huán)、剪切環(huán)和旋轉(zhuǎn)結(jié)構(gòu)等，尺寸較大，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)較復(fù)雜，而對(duì)于彈體本身及尾部的直通式密封結(jié)構(gòu)的研究未見(jiàn)報(bào)道。彈體尾部屬于直通式間隙，為了保證存儲(chǔ)裝置可靠彈射，無(wú)法采用螺紋連接和密封，同時(shí)由于彈射體本身尺寸較小，質(zhì)量也不能太大，結(jié)構(gòu)既不能太復(fù)雜，又要密封良好，因此結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和密封難度更大。

本文中針對(duì)這些特殊要求，進(jìn)行彈尾密封裝置設(shè)計(jì)，根據(jù)試驗(yàn)給定的火藥參數(shù)，對(duì)密封間隙各通道中的氣體參數(shù)進(jìn)行理論計(jì)算，根據(jù)氣體動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果來(lái)了解火藥氣體的流動(dòng)狀態(tài)，從而確定間隙密封結(jié)構(gòu)的可行性和可靠性。

1 間隙密封結(jié)構(gòu)及原理

密封結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖1，通道1為90°折角，通道2為迷宮密封，通道3和4為密封圈密封，密封圈分別放置于環(huán)形槽1和環(huán)形槽2中。其原理是：火藥氣體從密封蓋和密封體之間的間隙進(jìn)入，通道1增加的折角可以避免氣體直接進(jìn)入密封通道，加大了氣體通行的阻力；在通道2中，迷宮密封進(jìn)一步消耗火藥氣體的能量，使氣體的壓強(qiáng)進(jìn)一步降低；通道3和通道4增加的折角以及設(shè)置密封圈最終實(shí)現(xiàn)氣體的密封。

2 各通道火藥氣流的氣體動(dòng)力學(xué)分析

2.1火藥氣體參數(shù)

根據(jù)試驗(yàn)采用的火藥計(jì)算得到最大膛壓時(shí)火藥氣體參數(shù)為：摩爾質(zhì)量M=25.95 g/mol，動(dòng)力黏性系數(shù)μ=86.1×10-6Pa·s，密度ρ=360 kg/m3，最大壓強(qiáng)p=242.9 MPa，溫度T=2 166.5 K，速度u=734.7 m/s，聲速c=918.4 m/s，則火藥氣體的馬赫數(shù)Ma=u/c=0.8，屬于亞聲速流動(dòng)，即密封間隙入口火藥氣體的流動(dòng)狀態(tài)為亞聲速流動(dòng)。同時(shí)，由于Ma=0.8>0.3，所以需要考慮其壓縮性[9-10]。

根據(jù)直線簡(jiǎn)化法得到內(nèi)彈道膛壓變化公式為:

(1)

式中：p0為啟動(dòng)膛壓，p0=30 MPa；p1為膛內(nèi)上升段膛壓；pmax為最大膛壓；tmax為達(dá)到最大膛壓的時(shí)間，tmax=2 ms；t1為膛壓上升段的時(shí)間；p2為膛內(nèi)下降段膛壓；pg為炮口膛壓，pg=40 MPa；tg為彈丸到達(dá)炮口的時(shí)間，tg=6 ms；t2為膛壓下降段的時(shí)間。

2.2間隙通道氣流條件設(shè)定

由于彈丸在膛內(nèi)的時(shí)間很短，可以忽略火藥氣體與外界的熱交換，同時(shí)由于氣體速度很大，間隙的摩擦力很小，由摩擦產(chǎn)生的熱量變化很小，因此，可以將間隙氣體流動(dòng)看作絕熱等熵流動(dòng)。另外，由于只考慮火藥氣體沿間隙通道流動(dòng)的參數(shù)變化，間隙通道截面積變化不大，因此可以看作是一維流動(dòng)[11-12]。

2.3各通道火藥氣流狀態(tài)分析

火藥氣體由藥室經(jīng)密封間隙進(jìn)入密封腔的流動(dòng)，可看作間隙寬度很小的變截面通道[13]流動(dòng)，各間隙通道的直徑逐漸縮小，相當(dāng)于收縮通道，而密封間隙到迷宮空腔、凹槽和密封腔相當(dāng)于擴(kuò)張通道，因此建立收縮通道模型和擴(kuò)張通道模型，對(duì)火藥氣體在各變截面通道中的流動(dòng)狀態(tài)進(jìn)行氣體動(dòng)力學(xué)分析。

2.3.1模型參數(shù)

(1)臨界壓強(qiáng)比:

(2)

式中：γ為火藥氣體比熱比，γ=1.25。

(2)滯止參數(shù):

(3)

式中：Tz、cz、pz、ρz分別為火藥氣體的滯止溫度，滯止聲速，滯止壓強(qiáng)和滯止密度；Ma為火藥氣體的馬赫數(shù)；R為氣體常數(shù)，R=R0/M=320.4 J/(kg·K)，R0=8.314 J/(mol·K)為普適氣體常數(shù)。

(3)臨界參數(shù):

(4)

式中：T、c、p、ρ為火藥氣體的臨界溫度、臨界聲速、臨界壓強(qiáng)和臨界密度。

(4)背壓比:

(5)

式中：pb為背壓；piz為入口滯止壓強(qiáng)；Mae為出口馬赫數(shù)。

(5)臨界面積比:

η=Ak/A*

(6)

式中：A*為空腔入口臨界橫截面積；Ak為空腔橫截面積。

2.3.2狀態(tài)模型

本文中建立了收縮通道和擴(kuò)張通道模型，具體計(jì)算公式由上面模型參數(shù)確定。

(1)收縮通道模型:

(7)

式中：j表示各收縮通道；pij為各收縮通道入口的壓強(qiáng)，其值等于上一個(gè)通道出口的壓強(qiáng)。

(2)擴(kuò)張通道模型:

(8)

式中：n表示各擴(kuò)張通道。

2.3.3狀態(tài)分析

本文中主要根據(jù)間隙通道中火藥氣體的壓強(qiáng)狀態(tài)來(lái)判斷所設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)的密封性能，因此，下面的分析將主要針對(duì)氣體壓強(qiáng)參數(shù)。

(1)藥室和通道1氣流狀態(tài)

火藥氣體由藥室到通道1密封間隙的流動(dòng)屬于收縮通道模型，根據(jù)模型得到pi0=pz0，如果β0β，則這時(shí)藥室出口截面已經(jīng)是聲速流，即處于臨界狀態(tài)，則pe0=p。

間隙通道1出口處橫截面積比入口處小，仍然屬于收縮通道模型，情況與藥室類似，pi1=pe0，pe1=p，β1β時(shí)，通道1出口氣流已經(jīng)處于臨界狀態(tài)。由于間隙寬度很小，需要考慮黏性對(duì)氣體流動(dòng)的影響。計(jì)算通道1出口流量:

(9)

式中：A為通道1出口處最小截面積,ve1為氣流速度,ce1為氣流聲速,pe1為出口壓強(qiáng),ρe1為氣流密度。

(2)通道2氣流狀態(tài)

對(duì)通道2采用直通型迷宮密封結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，如圖1所示。由于不同齒形條件下氣體的最大壓力分布和演化基本相同[15]，因此采用矩形齒，便于加工，綜合考慮間隙長(zhǎng)度、齒數(shù)、齒根強(qiáng)度、渦流阻力的形成等因素，其參數(shù)設(shè)計(jì)為：齒厚w=0.8 mm；空腔寬度W=1.7 mm，深度[16]H=0.5 mm；空腔數(shù)N=5，通道2進(jìn)口處光滑間隙l1=1.5 mm，出口處光滑間隙l2=1.8 mm。如果長(zhǎng)度允許，空腔數(shù)N最好不少于6，才能保證最小的泄漏量，從而達(dá)到理想的密封效果[17]。

通道2入口間隙到第一個(gè)迷宮空腔(稱為迷宮空腔1)屬于擴(kuò)張通道模型，pik1=pe1，計(jì)算迷宮空腔1的臨界面積比η，并根據(jù)等熵流動(dòng)曲線，得到MaeIk1=MaeIIk1，MaeIIIk1，然后計(jì)算βIk1、βIIk1、βIIIk1，如果βk1βIk1βIIk1βIIIk1，pek1=βIIIk1pik1，在迷宮空腔1入口后產(chǎn)生超聲速流，并且在迷宮空腔內(nèi)繼續(xù)膨脹加速。迷宮空腔1到迷宮空腔2之間屬于收縮通道模型，pi2=pek1，pe2=βpi2。由于迷宮空腔1出口面積很小，氣流不能完全進(jìn)入迷宮空腔1和迷宮空腔2之間的密封間隙，因此迷宮空腔1內(nèi)將出現(xiàn)激波，激波之后氣流為亞聲速流[18]，即在迷宮空腔1和迷宮空腔2之間的密封間隙中氣流為亞聲速流。

迷宮空腔2～迷宮空腔5中的氣流情況與迷宮空腔1中的相同，每經(jīng)過(guò)一個(gè)迷宮空腔，壓強(qiáng)就會(huì)有一定的下降。迷宮空腔5入口壓強(qiáng)pik5=pe5，出口壓強(qiáng)pek5=βIIIk5pik5，此即為通道2出口的壓強(qiáng)。

(3)通道3和通道4氣流狀態(tài)

通道2出口到通道3屬于收縮通道模型，因此通道3入口壓強(qiáng)pi6=pek5，通道3入口至凹槽1的壓強(qiáng)ppe6=βpi6。對(duì)通道3中凹槽部分的分析與對(duì)通道2中迷宮空腔1的分析類似，可以得到通道3出口壓強(qiáng)pe8=βpi8，而pe8=pek6。通道4入口壓強(qiáng)pi9=pe8，由于通道4與通道3結(jié)構(gòu)類似，因此其出口壓強(qiáng)pe10=βpi10=βpek7，此即為密封空腔入口壓強(qiáng)pik8，即pik8=pe10。

(4)密封空腔氣流狀態(tài)

通道4出口到密封空腔屬于擴(kuò)張通道模型，在密封空腔入口后一定距離處來(lái)考察密封空腔內(nèi)氣流的狀態(tài)，該處的橫截面積為Ak8，計(jì)算該處臨界面積比η。類似對(duì)通道2迷宮空腔1的分析，可以得到截面Ak8處的壓強(qiáng)pek8=βIIIk8pik8。由于是擴(kuò)張通道模型，因此氣流經(jīng)過(guò)通道4出口進(jìn)入密封空腔后產(chǎn)生超聲速流，并且會(huì)繼續(xù)膨脹加速。

2.4各通道火藥氣流壓強(qiáng)狀態(tài)計(jì)算結(jié)果

根據(jù)以上對(duì)內(nèi)彈道膛壓和火藥氣體在各間隙通道及密封空腔內(nèi)的氣體動(dòng)力學(xué)理論分析進(jìn)行計(jì)算，得到其各通道的平均壓強(qiáng)變化曲線，如圖2所示。由圖2看出，由膛壓、密封間隙入口、通道1到通道4、再到密封空腔內(nèi)的火藥氣體最大壓強(qiáng)依次為242.9、195.9、108.7、56.1、32.8、17.2、15.3 MPa，說(shuō)明火藥氣體在經(jīng)過(guò)密封間隙后，其壓強(qiáng)逐步下降，密封結(jié)構(gòu)有密封作用，但密封空腔內(nèi)壓強(qiáng)仍然很大，達(dá)不到密封要求，還需采用其他方法增強(qiáng)密封效果。

2.5設(shè)置密封圈的氣流狀態(tài)計(jì)算結(jié)果

為了加強(qiáng)密封，在通道3和通道4中加入密封圈。由于空間限制，通道3中采用鋁擋環(huán)[19]，承受的最大壓強(qiáng)為70 MPa[17]，擋環(huán)徑向?qū)挾葹? mm，軸向高度為2 mm，槽深度為1.8 mm，槽寬度為1.1 mm；通道4中采用丁腈橡膠O形橡膠圈[20-21]，其橫截面(斷面)直徑d0=1.8 mm；內(nèi)徑[22]d1=29 mm；槽深度為1.35 mm(壓縮率為25%)，槽寬度為2.3 mm，槽底轉(zhuǎn)角r1=0.5 mm，槽口轉(zhuǎn)角r2=0.3 mm，槽壁的表面粗糙度Ra=3.2 μm。

在通道3和通道4中加入密封圈后，氣流狀態(tài)由先擴(kuò)張、后收縮通道模型變?yōu)橄仁湛s、后擴(kuò)張通道模型，同時(shí)密封圈處間隙橫截面積A非常小，臨界壓強(qiáng)比η較未加密封圈時(shí)大，根據(jù)等熵流動(dòng)曲線，得到的MaeIIIk相應(yīng)增大，因此，密封圈間隙出口壓強(qiáng)pek=βIIIkpik較未加密封圈時(shí)小很多。設(shè)置密封圈后間隙通道3、通道4和密封空腔內(nèi)的氣體壓強(qiáng)變化曲線見(jiàn)圖3。

由圖3可以看出，加入兩種密封圈后，通道3、通道4和密封空腔內(nèi)的最大壓強(qiáng)分別為11.2、0.81、0.49 MPa，密封空腔內(nèi)的最大壓強(qiáng)小于1 MPa，低于密封空腔內(nèi)其他裝置所能承受的壓強(qiáng)值，因此，可達(dá)到密封要求。

3 密封空腔壓強(qiáng)測(cè)試試驗(yàn)

根據(jù)以上分析設(shè)計(jì)了密封結(jié)構(gòu)樣機(jī)，為了增強(qiáng)密封效果，在通道3中加入了金屬擋圈，在通道4中加入橡膠密封圈，各部件如圖4所示，由這些部件構(gòu)成的密封壓強(qiáng)測(cè)試裝置結(jié)構(gòu)示意如圖5所示。對(duì)該裝置進(jìn)行密封試驗(yàn)，膛壓測(cè)試采用膛內(nèi)自帶測(cè)壓裝置，密封空腔內(nèi)壓強(qiáng)測(cè)試采用放入式電子測(cè)壓器，結(jié)果如圖6所示。由圖6(b)可以看出，密封空腔內(nèi)的壓強(qiáng)約為0.18 MPa，接近大氣壓強(qiáng)，說(shuō)明該密封結(jié)構(gòu)可以實(shí)現(xiàn)最大膛壓為242.9 MPa的火藥氣體密封，從而保證了密封腔內(nèi)的彈射裝置不會(huì)受到火藥氣體的高溫?zé)g和高壓破壞。因此，本文中提出的計(jì)算模型及理論分析方法基本正確，可以據(jù)其進(jìn)行彈尾火藥氣體間隙密封結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)。

4 結(jié) 論

設(shè)計(jì)了侵徹?cái)?shù)據(jù)回收中的彈尾彈射裝置間隙密封結(jié)構(gòu)，根據(jù)試驗(yàn)所用的火藥量計(jì)算出火藥氣體參數(shù)，對(duì)火藥氣體在整個(gè)密封結(jié)構(gòu)中的流動(dòng)狀態(tài)進(jìn)行了氣體動(dòng)力學(xué)建模計(jì)算和分析，根據(jù)分析結(jié)果設(shè)計(jì)了密封裝置并增加擋圈和密封圈后進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。試驗(yàn)結(jié)果證明根據(jù)理論計(jì)算設(shè)計(jì)的密封結(jié)構(gòu)可以實(shí)現(xiàn)彈尾火藥氣體的密封。研究結(jié)果對(duì)高溫高壓火藥氣體間隙密封具有一定的參考意義。

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Abstract: The present study addresses the potential damage that might be suffered by the test device of a projectile body as a result of the gun powder gas coming from the clearance opened in the projection base for installing an ejection device for the recovery of the penetration data. A seal structure of the clearance was designed and a model was built for analyzing the dynamical state of the gunpowder gas flowing in the clearance. The chamber pressure and the seal cavity pressure of the seal structure were tested by experiment. The results show that the gas in the gunpowder combustion was a compressible gas, flowing in a subsonic condition in the powder chamber and the contracting clearance channel, but in a supersonic condition in the expansion seal cavity. When the gunpowder gas in the projection base was sealed by the seal structure and kept at a temperature of 2 166.5 K, a density of 360 kg/m3and a pressure of 242.9 MPa, the pressure for the residual gas in the seal cavity was 0.49 MPa. The maximum pressure of the test curve in the seal cavity pressure was 0.18 MPa, fairly consistent with the theoretical results. These results can serve as reference for fabricating the seal of the high temperature and high pressure gunpowder gas in the projection base.

Keywords: projection base; gunpowder gas; flow parameter; gas dynamics; clearance seal; labyrinth seal; seal ring

(責(zé)任編輯 張凌云)

Gasdynamicsofgunpowderforclearancesealofejectiondeviceinprojectilebase

Ma Huiming1,2, Zhang Ya1, Li Shizhong1

(1.SchoolofMechatronicEngineering,NorthUniversityofChina,Taiyuan030051,Shanxi,China; 2.SchoolofInformationandCommunicationEngineering,NorthUniversityofChina,Taiyuan030051,Shanxi,China)

O382;TJ430.6+6國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼1303520

A

10.11883/1001-1455(2017)05-0976-07

2016-06-14；

2016-10-26

馬慧明(1978— )，男，博士研究生，講師;

張 亞，zhangya@nuc.edu.cn。