彈底火藥氣體的間隙密封結(jié)構(gòu)性能分析

馬慧明, 張 亞, 李世中

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

彈底火藥氣體的間隙密封結(jié)構(gòu)性能分析

馬慧明1, 2, 張 亞1, 李世中1

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

針對彈射式侵徹數(shù)據(jù)回收裝置在彈底開孔后，其彈射通道的間隙需要密封的要求。設(shè)計了8種間隙密封結(jié)構(gòu)，計算了最大膛壓時及整個內(nèi)彈道時期的火藥氣體狀態(tài)參數(shù)，并應(yīng)用FLUENT軟件對這些密封結(jié)構(gòu)間隙通道中火藥氣體的壓強變化情況進行了仿真分析，從而對比其密封性能，確定最佳密封結(jié)構(gòu)，根據(jù)仿真結(jié)果選取3種典型結(jié)構(gòu)進行了試驗驗證；結(jié)果表明，在這些彈底火藥密封結(jié)構(gòu)中，密封檐、迷宮和凹槽形狀等結(jié)構(gòu)因素對火藥氣體的密封作用不同，其中檐式直角矩形凹槽型密封結(jié)構(gòu)的密封效果最好，增加密封圈后密封效果更佳。研究結(jié)果可以為高溫高壓火藥氣體密封相關(guān)研究提供參考。

間隙密封；火藥氣體；彈底；迷宮密封；FLUENT軟件

目前侵徹數(shù)據(jù)硬回收方法面臨找彈困難、回收成功率低的問題，因此，本文進行了基于有線傳輸?shù)膹椀组_孔式彈射裝置數(shù)據(jù)回收方法的研究，即在彈底開孔來安裝用于存儲數(shù)據(jù)的彈射裝置，在彈丸發(fā)射出炮膛后，彈射裝置從彈體中彈出，通過導(dǎo)線連接實現(xiàn)彈體中測試裝置與彈體外彈射裝置之間的數(shù)據(jù)傳輸，試驗后回收彈射裝置即可讀取其中存儲的數(shù)據(jù)，避免了尋找彈體的工作。但是，彈底開孔安裝彈射裝置后彈射通道中存在間隙，為了避免膛內(nèi)發(fā)射時高溫高壓火藥氣體對彈體內(nèi)測試裝置的沖擊和破壞，就需要考慮火藥氣體密封的問題。有關(guān)膛內(nèi)火藥氣體的密封，已有相關(guān)文獻進行了研究[1-6]，這些研究主要針對藥室和炮膛密封，對彈體的密封未見報道。由于空間尺寸的限制，本文研究的密封結(jié)構(gòu)不能太大，也不能太復(fù)雜，因此結(jié)構(gòu)中嘗試引入迷宮密封，驗證其是否可以提高密封性能。關(guān)于間隙和迷宮密封已有大量的文獻進行了研究[7-12]，但基本上都是有關(guān)低壓條件下的活塞和旋轉(zhuǎn)機械的密封，而關(guān)于火藥氣體的迷宮密封和彈底密封的報道比較少，還有待于進一步研究。本文設(shè)計了8種密封結(jié)構(gòu)，計算了火藥氣體初始參數(shù)，確定其初始狀態(tài)，并應(yīng)用FLUENT軟件對其進行了氣體動力學(xué)仿真分析，對比研究了這幾種結(jié)構(gòu)的密封性能和效果，并試驗測試了3種典型結(jié)構(gòu)的密封效果，最終確定一種密封效果最好的結(jié)構(gòu)用于以后的試驗測試中。

1 間隙密封結(jié)構(gòu)設(shè)計

為了保證火藥氣體的可靠密封，需要對密封蓋的厚度進行強度校核，使其能承受火藥氣體的高壓作用，這里為了減小密封蓋的質(zhì)量，采用了鋁合金材料，厚度設(shè)計為10 mm，經(jīng)過驗算滿足強度要求；同時為了避免火藥氣體直通密封腔并增加其流動的阻力，就需要增加火藥氣體流經(jīng)路徑的長度，而在有限的空間結(jié)構(gòu)中，可以通過將平直路徑改為曲折路徑來達(dá)到這種目的，本文所設(shè)計的密封結(jié)構(gòu)，如圖1所示。圖1(a)和圖1(b)為普通扣蓋式密封，圖1(c)和圖1(d)的結(jié)構(gòu)分別是在圖1(a)和圖1(b)的基礎(chǔ)上增加了密封檐，其中圖1(b)和圖1(d)又采用了迷宮密封。圖1(e)和圖1(f)是將圖1(a)和圖1(b)中的矩形直角凹槽改為楔形凹槽，在火藥的壓力作用下可以增加密封蓋和凹槽的貼合度，增強了密封作用；圖1(g)和圖1(h)的結(jié)構(gòu)分別是在圖1(e)和圖1(f)的基礎(chǔ)上增加了密封檐，其中圖1(f)和圖1(h)也采用了迷宮密封。這里，由于密封結(jié)構(gòu)的尺寸限制同時為了保證較好的密封效果，迷宮密封設(shè)計為5個密封空腔，空腔寬度為1.7 mm，深度為0.5 mm，齒厚為0.8 mm。同時，這些結(jié)構(gòu)都可以根據(jù)需要在密封蓋下部的凹槽處設(shè)置密封環(huán)，以增強密封性能。

圖1 密封結(jié)構(gòu)Fig.1 Clearance seal structure

2 火藥氣體狀態(tài)參數(shù)確定

由于對火藥氣體進行動力學(xué)分析和仿真時，其參數(shù)的準(zhǔn)確性會影響到分析結(jié)果的正確性，也會影響到密封結(jié)構(gòu)的設(shè)計和密封裝置材料的選用，所以有必要對火藥燃燒所產(chǎn)生氣體的參數(shù)進行準(zhǔn)確計算。

2.1 最大膛壓時狀態(tài)參數(shù)計算

主裝藥采用以含氮量為13.45%的硝化纖維素(NC)為主要成分的火藥；火藥的初始反應(yīng)溫度T0=298 K，爆熱[13]Qv=-2 429.1 kJ/kg，負(fù)號表示放熱；爆溫TB=2 313.2 K；火藥的絕熱指數(shù)γ=1.25[14]；計算得火藥氣體產(chǎn)物[15]各參數(shù)最大值為：速度u=734.7 m/s，密度ρ0=360 kg/m3，壓強p=242.9 MPa，聲速C=918.4 m/s，則其馬赫數(shù)Ma=u/C=0.8，屬于亞聲速流動，即密封間隙入口火藥氣體的流動狀態(tài)為亞聲速流動。同時，由于Ma= 0.8>0.3，所以需要考慮其壓縮性[16]。

氣體溫度根據(jù)A Я.AПИH經(jīng)驗公式來計算：

(1)

式中：Mr為火藥氣體產(chǎn)物的平均相對分子質(zhì)量；Mr=25.95 kg/kmol。解得T=2 166.5 K。

由于密封間隙氣體壓強變化大于106Pa，所以需要考慮壓強對動力黏性系數(shù)μ的影響[17]，而Sutherland公式只適用于壓強不太高的場合[18]，所以不能用其計算動力黏性系數(shù)，計算膛內(nèi)火藥爆炸各氣體產(chǎn)物在最大壓強和最大溫度為(p，T)=(242.9 MPa，2 166.5 K)時的動力黏性系數(shù)，然后再計算混合氣體的動力黏性系數(shù)，火藥生成氣體成分主要包括CO2，CO和N2，其動力黏性系數(shù)分別為μCO2=8.63×10-5Pa·s；μCO=84×10-6Pa·s，μN2=9.23×10-5Pa·s，則混合氣體動力黏性系數(shù)

(2)

式中，αi為i組分氣體所占體積百分?jǐn)?shù)，Mi為混合氣體i組分氣體分子量，μi為混合氣體i組分氣體動力黏性系數(shù)。

參數(shù)αCO2=0.239，αCO=0.575，αN2=0.187，MCO2=44，MCO=28，MN2=28，同時將各氣體動力黏性系數(shù)μ值代入式(2)，求得混合氣體動力黏性系數(shù)μmix=8.61×10-5Pa·s，則其運動黏性系數(shù)υ=μmix/ρ0=0.24×10-6m2/s。

2.2 內(nèi)彈道時期狀態(tài)參數(shù)計算

內(nèi)彈道膛壓作為火藥氣體主要瞬態(tài)參數(shù)計算為：裝藥質(zhì)量ω1=3.2 kg，火藥密度ρ1=1.56 kg/dm3，火炮藥室初始容積W1=0.016 m3，根據(jù)計算方程組[20]得到內(nèi)彈道膛壓曲線，如圖2所示。其他參數(shù)由仿真模型根據(jù)以上參數(shù)進行動態(tài)計算。

圖2 理論計算的膛壓-時間曲線Fig.2 Theoretical curve of p-t

3 密封性能仿真對比分析

本文采用ANSYS中的FLUENT軟件對8種結(jié)構(gòu)間隙中火藥氣體的流動進行了氣體動力學(xué)仿真，主要考察氣體壓強的變化，從而對比這幾種結(jié)構(gòu)的密封性能。哪種結(jié)構(gòu)間隙內(nèi)和密封腔內(nèi)的壓強小，說明哪種結(jié)構(gòu)氣體泄漏少，密封效果好。

3.1 間隙中火藥氣體的建模及網(wǎng)格劃分

由于主要分析間隙中火藥氣體的壓強狀態(tài)，所以將密封結(jié)構(gòu)的外形忽略，只對間隙通道中的火藥氣體進行建模，并采用四面體網(wǎng)格劃分方法[21]，所生成的網(wǎng)格質(zhì)量較高，網(wǎng)格精度能夠達(dá)到計算要求。這里只給出最復(fù)雜的檐式-楔形-迷宮型密封結(jié)構(gòu)的火藥氣體建模及網(wǎng)格劃分結(jié)果進行示意，其半剖圖如圖3所示。其他結(jié)構(gòu)的建模與網(wǎng)格劃分效果與此類似。

圖3 間隙火藥氣體模型Fig.3 Model of gunpowder gas in clearance

3.2 邊界條件設(shè)置

由于密封間隙為細(xì)長的彎曲通道，長徑比較大，因此采用雙精度進行計算。由于所仿真的火藥氣體為高速可壓氣體，因此采用耦合式求解器的基于密度求解器，并采用隱式求解方法，以便加快得到收斂解的速度；由于為湍流流動狀態(tài)，所以采用RNGk-ε湍流模型和能量方程，同時由于膛內(nèi)發(fā)射時間很短，所以不考慮與外界之間的熱傳遞，壁面條件為固定壁面，以出口為參考點，固體材料為鋁合金，選用材料庫中的默認(rèn)參數(shù)。以理論計算的內(nèi)彈道膛壓數(shù)據(jù)作為入口壓強條件，進行瞬態(tài)仿真，邊界條件，如表1所示。氣體參數(shù)，如表2所示。

表1 仿真邊界條件Tab.1 Boundary conditions for simulation

表2 氣體材料參數(shù)Tab.2 Parameter of gas material

3.3 仿真結(jié)果及分析

3.3.1 瞬態(tài)仿真結(jié)果

根據(jù)建立的模型、選定的方法和設(shè)置的參數(shù)，以及內(nèi)彈道膛壓變化數(shù)據(jù)，采用Hybrid Initialization法對流場進行初始化，對6 ms的膛壓作用時間內(nèi)，密封腔內(nèi)壓強的變化進行瞬態(tài)仿真，所得各結(jié)構(gòu)密封腔壓強，如圖4所示。

圖4 各結(jié)構(gòu)密封腔壓強仿真曲線Fig.4 Simulation curve of seal cavity pressure for different structure

由圖4可知，密封腔內(nèi)壓強平均值由小到大對應(yīng)的結(jié)構(gòu)依次為：檐式，檐式-楔形，檐式-迷宮，檐式-楔形-迷宮，直通-迷宮，直通-楔形-迷宮，直通，直通-楔形；其最大壓強依次為0.225 MPa，0.229 MPa，0.246 MPa，0.305 MPa，0.342 MPa，0.374 MPa，0.399 MPa，0.467 MPa。由此，可知，有檐的結(jié)構(gòu)比沒有檐的結(jié)構(gòu)密封效果好，直角凹槽結(jié)構(gòu)比楔形凹槽結(jié)構(gòu)的密封效果好，在沒有檐的情況下，有迷宮的結(jié)構(gòu)比沒有迷宮結(jié)構(gòu)的密封效果好。

3.3.2 最大膛壓時仿真結(jié)果

由于最大膛壓時，密封結(jié)構(gòu)所受的沖擊最大，因此，有必要考察最大膛壓時各結(jié)構(gòu)的氣體壓強狀態(tài)。以表1，表2和“2.1”中計算所得氣體參數(shù)作為初始條件進行仿真，得到典型的檐式-楔形-迷宮密封結(jié)構(gòu)間隙中火藥氣體的壓強云圖，如圖5所示。其他結(jié)構(gòu)的壓強云圖與圖5類似，只是壓強分布不同，各結(jié)構(gòu)從起始間隙通道到密封空腔內(nèi)的壓強分布，如表3所示。密封空腔橫截面壓強云圖，如圖6所示。

圖5 最大膛壓的間隙通道的氣體壓強分布典型云圖Fig.5 Typical pressure nephogram of clearance channel at maximum chamber pressure表3 各結(jié)構(gòu)間隙通道氣體壓強分布Tab.3 Distribution of pressure in clearance channel of each seal structure

結(jié)構(gòu)壓強/MPa(a)221.83194.10166.37138.64110.9283.1955.4627.730.0042(b)221.88194.14166.41138.68110.9483.2155.4727.740.0054(c)232.71203.63174.53145.45116.3687.2758.1829.090.0034(d)233.51204.33175.14145.95116.7687.5758.3829.190.0052(e)223.10195.21167.33139.44111.5583.6755.7827.890.0064(f)223.14195.25167.36139.47111.5883.6958.8027.910.0178(g)232.72203.64174.54145.46116.3787.2858.1929.100.0056(h)233.34204.17175.01145.84116.6887.5158.3429.180.0119注:(a)直通;(b)直通-迷宮;(c)檐式;(d)檐式-迷宮;(e)直通-楔形;(f)直通-楔形-迷宮;(g)檐式-楔形;(h)檐式-楔形-迷宮

由表3可知，火藥氣體壓強由初始的242.9 MPa降低到起始間隙通道內(nèi)的221.8～233.5 MPa，并在通過密封結(jié)構(gòu)后續(xù)間隙通道的過程中進一步降低，說明密封結(jié)構(gòu)起到了密封作用。由表3“結(jié)構(gòu)”的(a)、(c)、(e)、(g)與表3“結(jié)構(gòu)”的(b)、(d)、(f)、(h)的比較可以看出，采用迷宮間隙密封結(jié)構(gòu)的壓強都稍高于相應(yīng)的光滑間隙密封結(jié)構(gòu)的壓強，這是由于迷宮密封結(jié)構(gòu)對火藥氣體的湍流增阻作用，使間隙通道的有效流通面積減小，其局部壓強增大，說明迷宮結(jié)構(gòu)起到了密封作用。由表3“結(jié)構(gòu)”的(a)和(c)、(b)和(d)、(e)和(g)、(f)和(h)的比較可以看出，在起始間隙通道內(nèi)，采用密封檐結(jié)構(gòu)的壓強都高于相應(yīng)直通結(jié)構(gòu)的壓強，這是由于密封檐的彎曲間隙比直通間隙的阻滯作用強，氣體積聚，因而使壓強增大，說明檐式結(jié)構(gòu)較直通結(jié)構(gòu)密封效果好。由圖5對應(yīng)表3“結(jié)構(gòu)”的(a)和(e)、(b)和(f)、(c)和(g)、(d)和(h)相應(yīng)位置壓強的比較可以看出，在間隙通道內(nèi)，楔形凹槽結(jié)構(gòu)處的壓強稍高于相應(yīng)的直角凹槽結(jié)構(gòu)處的壓強，由于凹槽處為光滑通道，因此，不是迷宮結(jié)構(gòu)的湍流增阻作用使該處壓強增大，而是過多的氣體泄漏增大了氣體流量，從而使壓強增大，說明楔形結(jié)構(gòu)氣體泄漏較多，因此其密封效果比直角凹槽結(jié)構(gòu)的差。綜合圖5和表3的分析可知，有檐結(jié)構(gòu)密封比沒有檐的結(jié)構(gòu)密封效果好，直角凹槽結(jié)構(gòu)比楔形凹槽結(jié)構(gòu)密封效果好，迷宮結(jié)構(gòu)起到了密封作用。

由圖6可以看出，在密封腔上部橫截面處，最大壓強由小到大對應(yīng)的結(jié)構(gòu)依次為：檐式，檐式-楔形，檐式-迷宮，檐式-楔形-迷宮，直通-迷宮，直通-楔形-迷宮，直通，直通-楔形；對應(yīng)的壓強值依次為0.212 MPa，0.215 MPa，0.234 MPa，0.298 MPa，0.326 MPa，0.362 MPa，0.397 MPa，0.468 MPa，該結(jié)果與瞬態(tài)仿真密封腔最大壓強結(jié)果(見圖4)基本一致。同時，由圖6(a)和圖6(c)，圖6(b)和圖6(d)，圖6(e)和圖6(g)，圖6(f)和圖6(h)的比較可知，檐式結(jié)構(gòu)密封效果優(yōu)于無檐結(jié)構(gòu)；由圖6(a)和圖6(e)，圖6(b)和圖6(f)，圖6(c)和圖6(g)，圖6(d)和圖6(h)的比較可知，直角凹槽結(jié)構(gòu)密封效果優(yōu)于楔形凹槽結(jié)構(gòu)；由圖6(a)和圖6(b)，圖6(c)和圖6(d)，圖6(e)和圖6(f)，圖6(g)和圖6(h)的比較可知，在沒有檐的情況下，迷宮結(jié)構(gòu)的密封效果更好，即設(shè)置迷宮的結(jié)構(gòu)密封效果優(yōu)于沒有迷宮的結(jié)構(gòu)。

綜合瞬態(tài)仿真結(jié)果圖4和最大膛壓時的結(jié)果圖5、表3和圖6的分析可知，檐式結(jié)構(gòu)的密封效果最好，直通-楔形結(jié)構(gòu)的密封效果最差，但從其圖4和圖6的壓強云圖分析可知，檐式結(jié)構(gòu)密封腔內(nèi)的最大壓強仍然為約0.212 MPa，因此需要在直角凹槽處加工放置金屬密封圈的環(huán)形槽，通過設(shè)置密封圈來進一步降低流入密封腔的氣體壓強，從而達(dá)到更好的密封效果。

圖6 密封腔橫截面的氣體壓強分布云圖Fig.6 Pressure nephogram in cross section of seal cavity

4 密封性能試驗對比分析

為了驗證仿真分析結(jié)果的正確性，選取了3種典型密封結(jié)構(gòu)進行試驗，這3種結(jié)構(gòu)包含了8種結(jié)構(gòu)中影響密封效果的5種因素，即檐、直角凹槽、楔形凹槽、光滑壁和迷宮密封壁。同時，為了保證密封效果，在這3種試驗密封結(jié)構(gòu)中都設(shè)置了鋼密封環(huán)。裝藥量和火

藥密度按“2”理論計算所得結(jié)果配置，試驗采用電子測壓器來測量密封腔內(nèi)的壓強，以驗證密封結(jié)構(gòu)的密封效果，其結(jié)構(gòu)示意圖，如圖7所示。膛壓測試由炮膛內(nèi)測壓裝置完成。本文采用電阻應(yīng)變式電子測壓器，測量范圍為0～600 MPa。3種結(jié)構(gòu)試驗裝置，如圖8所示，膛壓測試曲線如圖9所示，密封腔內(nèi)壓強測試曲線，如圖10所示。

圖7 密封腔壓強測試結(jié)構(gòu)示意圖Fig.7 Structure of pressure test for seal cavity

圖8 試驗裝置Fig.8 Experimental device

圖9 膛壓試驗測試曲線Fig.9 Test curve of chamber pressure

圖10 3種結(jié)構(gòu)的密封腔壓強試驗測試曲線Fig.10 Test curve of seal cavity pressure for three structure

由圖9可知，試驗所得最大膛壓為241.8 MPa，與理論計算所得的最大膛壓242.9 MPa相差不大。由圖10可知，3種密封結(jié)構(gòu)中密封腔內(nèi)的最大壓強分別為0.139 MPa，0.175 MPa，0.291 MPa，可以滿足限定的密封壓強要求，其中檐式結(jié)構(gòu)壓強最小，說明其密封效果最好。同時，由圖10(a)和圖10(b)可知，檐式結(jié)構(gòu)和檐式-楔形-迷宮結(jié)構(gòu)的密封效果差不多，由圖10(c)可知，直通結(jié)構(gòu)的密封效果較前兩種結(jié)構(gòu)稍差，主要是由于沒有密封檐的阻擋，火藥氣體直接進入間隙而造成的。對比圖4和圖10可知，密封腔壓強變化趨勢與仿真結(jié)果一致，而且加入密封圈后密封效果更好。

5 結(jié) 論

本文設(shè)計了8種侵徹數(shù)據(jù)回收時用到的彈底彈射裝置間隙密封結(jié)構(gòu)，并根據(jù)計算得出的火藥氣體狀態(tài)對其密封性能進行了仿真對比研究。仿真主要對火藥氣體在密封間隙流動過程中的壓強變化情況進行了對比分析，根據(jù)其壓強的下降程度來考察密封結(jié)構(gòu)的性能。通過仿真分析，確定檐式直角凹槽密封結(jié)構(gòu)的密封性能最好，但需要增加金屬密封圈以使密封效果最佳。選取了包含檐、壁面形式和凹槽形式等影響密封效果因素的3種典型結(jié)構(gòu)進行了試驗，試驗結(jié)果與仿真結(jié)果一致。本文的研究結(jié)果，可以為相關(guān)高壓密封提供參考。如果空間尺寸比較大，可以研究增加密封檐的高度和長度以及增加迷宮密封槽個數(shù)后的密封性能。

[1] 王茂林，黃強，張國平，等. 襯套徑向間隙部位火藥氣體壓力計算[J].火炮發(fā)射與控制學(xué)報，2009，30(3)：49-52. WANG Maolin, HUANG Qiang, ZHANG Guoping, et al. Pressure calculation of powder gas in bush radial clearance[J]. Journal of Gun Launch and Control，2009，30(3)：49-52.

[2] 張浩, 周彥煌. 一種瞬態(tài)高壓條件下的密封設(shè)計[J].潤滑與密封，2006，31(5):132-134. ZHANG Hao, ZHOU Yanhuang. A seal design under transient high pressure condition[J].Lubrication Engineering, 2006，31(5):132-134.

[3] 張浩，陸欣，余永剛，等. 某口徑埋頭彈火炮的密封與裝藥設(shè)計[J].兵工學(xué)報，2006，27(4)：630-633. ZHANG Hao, LU Xin, YU Yonggang, et al. Design for the seal system and charge of a CAT gun[J].Acta Armamentarii, 2006,27(4)：630-633.

[4] 張訊，張相炎. 新型組合式炮膛密封結(jié)構(gòu)仿真研究[J].彈道學(xué)報，2009，21(1)：63-66. ZHANG Xun，ZHANG Xiangyan. Simulation research on new combined barrel seal structure[J]. Journal of Ballistics，2009,21(1)：63-66.

[5] 付強. 半可燃藥筒火炮密封結(jié)構(gòu)多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計[D].南京：南京理工大學(xué)，2012.

[6] 趙威. 某高膛壓試驗裝置密封結(jié)構(gòu)分析研究[D].南京：南京理工大學(xué)，2014.

[7] 巴鵬，陳濤，巴和平，等. 間隙寬度對類迷宮密封性能的影響[J]. 潤滑與密封，2015,40(12)：79-83. BA Peng，CHEN Tao，BA Heping，et al. Effects of gap width on the properties of labyrinth-like seal[J]. Lubrication Engineering, 2015,40(12)：79-83.

[8] 巴鵬，李旭，林茂，等. 基于 FLUENT 的直通式迷宮密封結(jié)構(gòu)的優(yōu)化[J]. 機床與液壓，2012，40(18)：13-17. BA Peng，LI Xu，LIN Mao，et al. Structure optimization of straight labyrinth seal based on FLUENT [J]. Machine Tool and Hydraulics，2012，40(18)：13-17.

[9] 劉興旺，趙嫚，李超，等. 渦旋壓縮機的徑向迷宮密封研究[J].機械工程學(xué)報，2012,48(21)：97-104. LIU Xingwang, ZHAO Man, LI Chao, et al. Research on the radial labyrinth of scroll compressor[J]. Journal of Mechanical Engineering，2012,48(21)：97-104.

[10] 曹麗華，劉雅超，張玉峰，等. 凹槽迷宮密封封嚴(yán)特性的數(shù)值研究[J].潤滑與密封，2014，39(9)：8-13. CAO Lihua，LIU Yachao，ZHANG Yufeng，et al. Numerical investigation of leakage effects of rub-grooves on labyrinth seal[J]. Lubrication Engineering，2014，39(9)：8-13.

[11] 馬春紅，白少先，彭旭東，等. 螺旋槽端面微間隙高速氣流潤滑密封特性[J]. 摩擦學(xué)學(xué)報，2015，35(6)：699-706. MA Chunhong，BAI Shaoxian，PENG Xudong，et al. Properties of high speed airflow lubrication in micro-clearance of spiral-groove face seals[J]. Tribology，2015，35(6)：699-706.

[12] 張恩杰，焦映厚，陳照波，等. 迷宮密封激振力作用下轉(zhuǎn)子系統(tǒng)非線性動力學(xué)分析[J].振動與沖擊，2016，35(9)：159-163. ZHANG Enjie，JIAO Yinghou，CHEN Zhaobo，et al. Nonlinear dynamic analysis of a rotor system excited labyrinth seal force[J].Journal of Vibration and Shock，2016，35(9)：159-163.

[13] 李晝堂. 火藥與內(nèi)彈道[M].北京：兵器工業(yè)出版社，2001.

[14] 廖振強，邱明. 自動武器氣體動力學(xué)[M].北京：國防工業(yè)出版社，2015.

[15] 金韶華，松全才. 炸藥理論[M].西安：西北工業(yè)大學(xué)出版社，2010.

[16] 張兆順，崔桂香. 流體力學(xué)[M]. 2版. 北京：清華大學(xué)出版社，2006.

[17] 鄒高萬，賀征，顧璇. 黏性流體力學(xué)[M].北京：國防工業(yè)出版社，2013.

[18] 孔瓏. 工程流體力學(xué)[M]. 4版.北京：中國電力出版社，2014.

[19] 黃志新，劉成柱. ANSYS Workbench 14.0超級學(xué)習(xí)手冊[M].北京：人民郵電出版社，2015.

[20] 錢林方.火炮彈道學(xué)[M].北京：北京理工大學(xué)出版社，2009.

[21] 丁欣碩，焦楠. FLUENT14.5流體仿真計算從入門到精通[M].北京：清華大學(xué)出版社，2014.

An analysis on the performance of a clearance seal structure applied to gunpowder gas of a projection base

MA Huiming1, 2，ZHANG Ya1，LI Shizhong1

(1. School of Mechatronic Engineering, North University of China, Taiyuan 030051, China; 2. School of Information and Communication Engineering, North University of China, Taiyuan 030051, China)

The clearance of ejection channel needs to be sealed when the projection base was bored a hole to eject the recovery device of penetration data, so eight kinds of clearance seal structures were designed. The state parameters of gunpowder gas were calculated in the course of maximum chamber pressure and the whole interior ballistics for simulation. The pressure change of gunpowder gas in the clearance of these seal structures was simulated and analyzed by FLUENT software, and the analysis results were applied to compare and determine the optimum seal structure with the best seal performance. Three typical structures were selected based on the simulation results, and were applied to verify the seal performance. The results show that in these seal structures of gunpowder gas at projection base, the factors of seal eaves, labyrinth and groove play different roles in clearance seal for gunpowder gas, and the seal effect of rectangular groove structure with seal eaves is the best in those seal structures, and the seal performance is better by setting a seal ring.

clearance seal; gunpowder gas; projection base; labyrinth seal; FLUENT software

總裝預(yù)研基金項目資助

2016-07-20 修改稿收到日期： 2016-09-09

馬慧明 男，博士生，講師，1978年生

張亞 男，教授，博士生導(dǎo)師，1964年生

TJ430.6+6

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.12.023