沟槽式密封衬套结构性能分析

贾 宸，戴劲松，王茂森

(南京理工大学 机械工程学院，江苏 南京 210094)

对于转膛式自动机和埋头弹火炮自动机，火药气体的密封性能一直是设计阶段的关键问题，对于转膛式自动机，衬套间隙的压力分布直接影响着转膛体的质量和体积，如果对衬套间隙的压力计算不准确则很容易造成炸膛事故。王茂林等应用内能源自动武器导气室压力的计算方法计算了衬套间隙的压力分布，对解决类似问题具有一定的启示作用[1]。对于埋头弹火炮自动机，药室和身管连接部位的密封效果直接影响着火炮的内弹道性能，而且高速高压的火炮气体对自动机零部件具有较强的冲刷效果，如果密封效果不好，则会造成部分零件损坏或者寿命严重降低等问题。张浩等设计了一种埋头弹火炮活动药室组合自紧密封装置，单发密封效果良好，但连发效果有待进一步验证[2]。马慧明等对火药气体在整个密封结构中的流动状态进行了气体动力学建模计算和分析,并通过空腔压强测试试验予以验证[3]，应用FLUENT软件对8种弹底密封装置进行了仿真计算，通过对比各密封腔的压力,分析了8种装置的密封效果[4]。黄岚等应用FLUENT软件对埋头弹火炮药室密封装置的密封效果进行了验证，通过监测出口质量流量验证了沟槽的密封作用[5]。综上所述，沟槽式火药气体密封装置一直是有待研究的关键问题，但目前尚没有成熟的理论或者仿真计算方法对沟槽式密封装置的密封效果影响因素进行计算和对比分析，笔者应用FLUENT软件，对沟槽式密封衬套的密封效果进行仿真计算，并对比了密封衬套上两个沟槽的整体位置、沟槽间距、沟槽大小等因素对密封效果的影响，为沟槽式密封衬套的设计提供参考。

1 计算模型

1.1 模型简化

笔者研究的密封衬套模型如图1所示，密封衬套与药室前端形成弧面配合，密封衬套的内凹弧面上加工有两道环形沟槽用于密封火药气体，由于研究所涉及的零部件均为回转轴对称结构，所以采用FLUENT中的二维回转轴(Axisymmetric)计算模型，减小网格数目，提高计算效率。

1.2 计算思路

为了真实模拟火药气体流经衬套间隙的状态，将弹底越过间隙时刻作为计算初始状态，同时按照内弹道条件，对此时刻的弹后空间赋予一定的膛压、温度和速度梯度分布，计算过程中，应用动网格功能，对弹底边界添加随时间变化的运动速度条件。以上的计算条件基本可以模拟内弹道火药气体的状态，而且对弹后空间赋予最高膛压进行计算，使得密封条件更为严酷，计算结果更趋于安全性。根据以上计算思路，将模型简化,如图2所示。

1.3 密封性能评判依据

由于本文要研究的影响因素中包含沟槽的大小，增大沟槽相当于增加了缝隙区域的容积，因此，为严格表示气体泄露对膛压的影响，将图2中缝隙入口的气体质量流量作为密封性能的评判依据，同时，定义靠近缝隙入口处的沟槽为沟槽1，远离缝隙入口处的沟槽为沟槽2.

2 计算设置

2.1 火药气体状态参数的确定

火炮发射时，膛内会产生很高的气体压力，同时膛内火药气体具有很高的密度，气体分子自身所占的体积就必须进行考虑[6]。火药气体不是无限可压缩的，在内弹道计算中使用的真实气体状态方程为：

(1)

式中：p为气体压力；R为气体常数；T为气体温度；ρ为气体密度；α为气体余容。

由此，在软件中使用基于密度法的耦合求解器， RNGk-ε模型和能量方程，气体材料选择真实气体模型，装药为含氮量13.45%的NC火药,火药气体状态参数使用最大膛压和最大温度时刻混合气体的状态参数。根据文献[4]中所述，混合气体的成分如表1所示。

表1 火药气体成分表

混合气体动力粘性系数为

(2)

式中：αi为i组分气体所占的百分数；Mi为i组分气体分子量；μi为i组分气体动力粘度。

将表1中数据代入式(2)中计算,得到混合气体动力粘度为86.1 μPa·s.

2.2 弹底运动边界的设置

按照内弹道装药条件计算得到弹丸的速度、行程与时间的关系，将弹丸行程越过密封间隙时刻作为计算初始时间，将该时刻的弹丸速度作为计算开始时弹丸的初始速度，得到计算时间范围内，弹丸的速度与时间曲线,如图3所示。

应用动网格铺层法对弹底边界添加刚性运动，通过读取profile文件的方式将图3所示的弹丸速度与时间关系添加到弹底运动边界上。

2.3 弹后空间初始化设置

用加载UDF文件的方式对弹后空间加载与内弹道对应的平均温度和压力，其中气体速度按照线性分布加载，即膛底速度为0 m/s，弹底速度与初始时刻弹丸运动速度相同。

3 计算结果及分析

3.1 沟槽整体位置影响

保持两个沟槽的大小和间距不变，改变两个沟槽的整体位置，定义变量D为外侧沟槽距回转轴的距离，针对D分别为36、44、52 mm时的3种情况进行计算对比，如图4所示。监测5 ms内，缝隙入口的质量流量和缝隙区域的平均压力。

图5为D=36 mm,0.5 ms时刻沟槽内气流速度矢量，其表明火药气体流入缝隙后速度增加，进入沟槽后，气流与沟槽内壁碰撞和摩擦，形成明显的涡流，速度降低。

图6表示D分别为36、44、52 mm时缝隙入口的质量流量对比。分析图6可知，随着弹丸的运动，身管区域和缝隙区域的压差逐渐减小，流入缝隙区域的质量流量逐渐降低，在2 ms左右，3种情况的质量流量出现明显差异，沟槽整体位置距离缝隙入口越近，质量流量下降越迅速，即身管内火药气体流入缝隙区域的量越小，密封效果越好。

在4.5 ms左右，D=36 mm情况的入口质量流量为负值，提取该时刻的速度矢量如图7所示。分析可知，此时由于缝隙区域的压力高于身管压力，造成一部分火药气体反流，缝隙入口的质量流量为负值，流速约为200 m/s.

图8表示D分别为36、44、52 mm时缝隙区域的平均压力对比。

根据图8可知，沟槽整体位置距离缝隙越远，缝隙区域的平均压力越低，因此，由零件强度引起主要设计矛盾时，比如转膛自动机的转膛壁厚设计，在保证密封效果可接受的范围内，可以考虑选择沟槽距离缝隙入口较远的方案，来满足强度设计要求。

3.2 沟槽间距的影响

由上述对比计算结果可知，沟槽整体位置对衬套的密封性能具有较大影响，因此需计算沟槽间距对密封性能的影响。定义变量Li代表两个沟槽间距，针对Li=5,13和21 mm 3种情况进行计算对比。为保证沟槽间距为单一变量，将计算分成如下两种情况：保持沟槽1的位置不变，通过改变沟槽2的位置调整两个沟槽的间距，如图9所示；保持沟槽2的位置不变，通过改变沟槽1的位置调整两个沟槽的间距，如图10所示。同时，上述两种情况中沟槽大小均不变。

图11、12表示分别保持沟槽1和沟槽2位置不变时，沟槽间距对质量流量的影响。

图11表明，在沟槽1位置确定时，通过改变沟槽2的位置从而改变沟槽间距，基本不影响密封效果。图12表明，在沟槽2位置确定时，通过改变沟槽1的位置从而改变沟槽间距，对密封效果影响较大，直观表现为间距越大密封效果越好。但对比图6、11和12可知，影响密封效果的根本因素是沟槽1的位置，即沟槽1越靠近缝隙入口，密封效果越好，而沟槽间距对密封效果基本无影响。

图13、14为分别保持沟槽1和沟槽2位置不变时，沟槽间距对平均压力的影响。

图13表明，在沟槽1位置确定，改变沟槽2位置时，间距越大，缝隙区域的平均压力越低。图14表明，在沟槽2位置确定，改变沟槽1位置时，间距越大，缝隙区域的平均压力越高。直观上二者相互矛盾，但综合对比图8、13和14发现，影响缝隙区域平均压力的根本因素是两个沟槽的整体位置，相同间距下，两沟槽越靠近缝隙入口，缝隙区域的平均压力越高，而沟槽间距对平均压力的影响根本上是取决于间距改变后导致两个沟槽整体是靠近还是远离缝隙入口。

3.3 沟槽大小的影响

保持沟槽1的位置和两沟槽间距不变，分别改变沟槽1和沟槽2的大小，对比沟槽大小对密封性能的影响。沟槽截面改变前后的尺寸分别为2.0 mm×2.7 mm和3.0 mm×5.5 mm，沟槽大小对比如图15所示。

沟槽截面尺寸对沟槽1中心压力的影响如图16所示。由图可知，增大任一沟槽尺寸均可以降低沟槽1的中心压力，但沟槽2的大小变化对沟槽1中心压力的影响较小。

沟槽截面尺寸对缝隙入口质量流量的影响如图17所示。

由图17可知，按照上述尺寸分别增大沟槽1和沟槽2后，衬套的密封性能均有所降低，但增大沟槽1对密封性能的降低影响更大，结合图16分析可知，造成上述结果的原因是，增大沟槽后，沟槽容纳的气体体积增加，压力降低，增大了身管区域和沟槽区域的压力差，所以气体向缝隙区域的泄露量更大。

沟槽截面尺寸对缝隙区域平均压力的影响如图18所示。由图可知，按照上述尺寸分别增大沟槽1和沟槽2均可以降低缝隙区域的平均压力，且增大沟槽2对平均压力的降低效果更好。

4 结束语

笔者以沟槽式密封衬套为研究对象，选取了沟槽位置、间距和尺寸3个因素，应用FLUENT软件对其密封性能进行对比分析。仿真结果表明，沟槽1的位置越靠近缝隙入口，密封效果越好，沟槽2的位置对密封效果基本无影响。在密封间隙为0.1 mm的情况下，截面尺寸为2.0 mm×2.7 mm的沟槽的密封效果要优于截面尺寸为3.0 mm×5.5 mm的沟槽。使沟槽位置远离缝隙入口或者增大沟槽尺寸均可以降低缝隙区域的平均压力。

笔者对密封衬套的沟槽设计具有一定的参考意义，良好的密封效果和较低的缝隙区域压力是互为矛盾的，设计时可根据薄弱环节，适当调整沟槽结构以达到密封效果和缝隙区域压力的权衡考虑。