溝槽式密封襯套結構性能分析

賈 宸，戴勁松，王茂森

(南京理工大學 機械工程學院，江蘇 南京 210094)

對于轉膛式自動機和埋頭彈火炮自動機，火藥氣體的密封性能一直是設計階段的關鍵問題，對于轉膛式自動機，襯套間隙的壓力分布直接影響著轉膛體的質量和體積，如果對襯套間隙的壓力計算不準確則很容易造成炸膛事故。王茂林等應用內能源自動武器導氣室壓力的計算方法計算了襯套間隙的壓力分布，對解決類似問題具有一定的啟示作用[1]。對于埋頭彈火炮自動機，藥室和身管連接部位的密封效果直接影響著火炮的內彈道性能，而且高速高壓的火炮氣體對自動機零部件具有較強的沖刷效果，如果密封效果不好，則會造成部分零件損壞或者壽命嚴重降低等問題。張浩等設計了一種埋頭彈火炮活動藥室組合自緊密封裝置，單發密封效果良好，但連發效果有待進一步驗證[2]。馬慧明等對火藥氣體在整個密封結構中的流動狀態進行了氣體動力學建模計算和分析,并通過空腔壓強測試試驗予以驗證[3]，應用FLUENT軟件對8種彈底密封裝置進行了仿真計算，通過對比各密封腔的壓力,分析了8種裝置的密封效果[4]。黃嵐等應用FLUENT軟件對埋頭彈火炮藥室密封裝置的密封效果進行了驗證，通過監測出口質量流量驗證了溝槽的密封作用[5]。綜上所述，溝槽式火藥氣體密封裝置一直是有待研究的關鍵問題，但目前尚沒有成熟的理論或者仿真計算方法對溝槽式密封裝置的密封效果影響因素進行計算和對比分析，筆者應用FLUENT軟件，對溝槽式密封襯套的密封效果進行仿真計算，并對比了密封襯套上兩個溝槽的整體位置、溝槽間距、溝槽大小等因素對密封效果的影響，為溝槽式密封襯套的設計提供參考。

1 計算模型

1.1 模型簡化

筆者研究的密封襯套模型如圖1所示，密封襯套與藥室前端形成弧面配合，密封襯套的內凹弧面上加工有兩道環形溝槽用于密封火藥氣體，由于研究所涉及的零部件均為回轉軸對稱結構，所以采用FLUENT中的二維回轉軸(Axisymmetric)計算模型，減小網格數目，提高計算效率。

1.2 計算思路

為了真實模擬火藥氣體流經襯套間隙的狀態，將彈底越過間隙時刻作為計算初始狀態，同時按照內彈道條件，對此時刻的彈后空間賦予一定的膛壓、溫度和速度梯度分布，計算過程中，應用動網格功能，對彈底邊界添加隨時間變化的運動速度條件。以上的計算條件基本可以模擬內彈道火藥氣體的狀態，而且對彈后空間賦予最高膛壓進行計算，使得密封條件更為嚴酷，計算結果更趨于安全性。根據以上計算思路，將模型簡化,如圖2所示。

1.3 密封性能評判依據

由于本文要研究的影響因素中包含溝槽的大小，增大溝槽相當于增加了縫隙區域的容積，因此，為嚴格表示氣體泄露對膛壓的影響，將圖2中縫隙入口的氣體質量流量作為密封性能的評判依據，同時，定義靠近縫隙入口處的溝槽為溝槽1，遠離縫隙入口處的溝槽為溝槽2.

2 計算設置

2.1 火藥氣體狀態參數的確定

火炮發射時，膛內會產生很高的氣體壓力，同時膛內火藥氣體具有很高的密度，氣體分子自身所占的體積就必須進行考慮[6]?；鹚帤怏w不是無限可壓縮的，在內彈道計算中使用的真實氣體狀態方程為：

(1)

式中：p為氣體壓力；R為氣體常數；T為氣體溫度；ρ為氣體密度；α為氣體余容。

由此，在軟件中使用基于密度法的耦合求解器， RNGk-ε模型和能量方程，氣體材料選擇真實氣體模型，裝藥為含氮量13.45%的NC火藥,火藥氣體狀態參數使用最大膛壓和最大溫度時刻混合氣體的狀態參數。根據文獻[4]中所述，混合氣體的成分如表1所示。

表1 火藥氣體成分表

混合氣體動力粘性系數為

(2)

式中：αi為i組分氣體所占的百分數；Mi為i組分氣體分子量；μi為i組分氣體動力粘度。

將表1中數據代入式(2)中計算,得到混合氣體動力粘度為86.1 μPa·s.

2.2 彈底運動邊界的設置

按照內彈道裝藥條件計算得到彈丸的速度、行程與時間的關系，將彈丸行程越過密封間隙時刻作為計算初始時間，將該時刻的彈丸速度作為計算開始時彈丸的初始速度，得到計算時間范圍內，彈丸的速度與時間曲線,如圖3所示。

應用動網格鋪層法對彈底邊界添加剛性運動，通過讀取profile文件的方式將圖3所示的彈丸速度與時間關系添加到彈底運動邊界上。

2.3 彈后空間初始化設置

用加載UDF文件的方式對彈后空間加載與內彈道對應的平均溫度和壓力，其中氣體速度按照線性分布加載，即膛底速度為0 m/s，彈底速度與初始時刻彈丸運動速度相同。

3 計算結果及分析

3.1 溝槽整體位置影響

保持兩個溝槽的大小和間距不變，改變兩個溝槽的整體位置，定義變量D為外側溝槽距回轉軸的距離，針對D分別為36、44、52 mm時的3種情況進行計算對比，如圖4所示。監測5 ms內，縫隙入口的質量流量和縫隙區域的平均壓力。

圖5為D=36 mm,0.5 ms時刻溝槽內氣流速度矢量，其表明火藥氣體流入縫隙后速度增加，進入溝槽后，氣流與溝槽內壁碰撞和摩擦，形成明顯的渦流，速度降低。

圖6表示D分別為36、44、52 mm時縫隙入口的質量流量對比。分析圖6可知，隨著彈丸的運動，身管區域和縫隙區域的壓差逐漸減小，流入縫隙區域的質量流量逐漸降低，在2 ms左右，3種情況的質量流量出現明顯差異，溝槽整體位置距離縫隙入口越近，質量流量下降越迅速，即身管內火藥氣體流入縫隙區域的量越小，密封效果越好。

在4.5 ms左右，D=36 mm情況的入口質量流量為負值，提取該時刻的速度矢量如圖7所示。分析可知，此時由于縫隙區域的壓力高于身管壓力，造成一部分火藥氣體反流，縫隙入口的質量流量為負值，流速約為200 m/s.

圖8表示D分別為36、44、52 mm時縫隙區域的平均壓力對比。

根據圖8可知，溝槽整體位置距離縫隙越遠，縫隙區域的平均壓力越低，因此，由零件強度引起主要設計矛盾時，比如轉膛自動機的轉膛壁厚設計，在保證密封效果可接受的范圍內，可以考慮選擇溝槽距離縫隙入口較遠的方案，來滿足強度設計要求。

3.2 溝槽間距的影響

由上述對比計算結果可知，溝槽整體位置對襯套的密封性能具有較大影響，因此需計算溝槽間距對密封性能的影響。定義變量Li代表兩個溝槽間距，針對Li=5,13和21 mm 3種情況進行計算對比。為保證溝槽間距為單一變量，將計算分成如下兩種情況：保持溝槽1的位置不變，通過改變溝槽2的位置調整兩個溝槽的間距，如圖9所示；保持溝槽2的位置不變，通過改變溝槽1的位置調整兩個溝槽的間距，如圖10所示。同時，上述兩種情況中溝槽大小均不變。

圖11、12表示分別保持溝槽1和溝槽2位置不變時，溝槽間距對質量流量的影響。

圖11表明，在溝槽1位置確定時，通過改變溝槽2的位置從而改變溝槽間距，基本不影響密封效果。圖12表明，在溝槽2位置確定時，通過改變溝槽1的位置從而改變溝槽間距，對密封效果影響較大，直觀表現為間距越大密封效果越好。但對比圖6、11和12可知，影響密封效果的根本因素是溝槽1的位置，即溝槽1越靠近縫隙入口，密封效果越好，而溝槽間距對密封效果基本無影響。

圖13、14為分別保持溝槽1和溝槽2位置不變時，溝槽間距對平均壓力的影響。

圖13表明，在溝槽1位置確定，改變溝槽2位置時，間距越大，縫隙區域的平均壓力越低。圖14表明，在溝槽2位置確定，改變溝槽1位置時，間距越大，縫隙區域的平均壓力越高。直觀上二者相互矛盾，但綜合對比圖8、13和14發現，影響縫隙區域平均壓力的根本因素是兩個溝槽的整體位置，相同間距下，兩溝槽越靠近縫隙入口，縫隙區域的平均壓力越高，而溝槽間距對平均壓力的影響根本上是取決于間距改變后導致兩個溝槽整體是靠近還是遠離縫隙入口。

3.3 溝槽大小的影響

保持溝槽1的位置和兩溝槽間距不變，分別改變溝槽1和溝槽2的大小，對比溝槽大小對密封性能的影響。溝槽截面改變前后的尺寸分別為2.0 mm×2.7 mm和3.0 mm×5.5 mm，溝槽大小對比如圖15所示。

溝槽截面尺寸對溝槽1中心壓力的影響如圖16所示。由圖可知，增大任一溝槽尺寸均可以降低溝槽1的中心壓力，但溝槽2的大小變化對溝槽1中心壓力的影響較小。

溝槽截面尺寸對縫隙入口質量流量的影響如圖17所示。

由圖17可知，按照上述尺寸分別增大溝槽1和溝槽2后，襯套的密封性能均有所降低，但增大溝槽1對密封性能的降低影響更大，結合圖16分析可知，造成上述結果的原因是，增大溝槽后，溝槽容納的氣體體積增加，壓力降低，增大了身管區域和溝槽區域的壓力差，所以氣體向縫隙區域的泄露量更大。

溝槽截面尺寸對縫隙區域平均壓力的影響如圖18所示。由圖可知，按照上述尺寸分別增大溝槽1和溝槽2均可以降低縫隙區域的平均壓力，且增大溝槽2對平均壓力的降低效果更好。

4 結束語

筆者以溝槽式密封襯套為研究對象，選取了溝槽位置、間距和尺寸3個因素，應用FLUENT軟件對其密封性能進行對比分析。仿真結果表明，溝槽1的位置越靠近縫隙入口，密封效果越好，溝槽2的位置對密封效果基本無影響。在密封間隙為0.1 mm的情況下，截面尺寸為2.0 mm×2.7 mm的溝槽的密封效果要優于截面尺寸為3.0 mm×5.5 mm的溝槽。使溝槽位置遠離縫隙入口或者增大溝槽尺寸均可以降低縫隙區域的平均壓力。

筆者對密封襯套的溝槽設計具有一定的參考意義，良好的密封效果和較低的縫隙區域壓力是互為矛盾的，設計時可根據薄弱環節，適當調整溝槽結構以達到密封效果和縫隙區域壓力的權衡考慮。