19孔發(fā)射藥擠出過程的數(shù)值模擬與模具優(yōu)化

季丹丹, 劉志濤, 廖 昕, 呂勝濤, 王澤山

(南京理工大學裝藥技術研究所, 江蘇 南京 210094)

1 引 言

發(fā)射藥的燃燒漸增性是改進壓力平臺、提高彈丸初速的關鍵技術之一。19孔制式發(fā)射藥最大增面值達到1.7[1]。目前,19孔發(fā)射藥的生產(chǎn)采用擠出成型[2],合理的模具結構是保證發(fā)射藥質量的重要因素。隨著現(xiàn)代軍事的發(fā)展,為了滿足不同武器的使用需求,對發(fā)射藥改性的研究逐步深入[3-6],擠出模具的結構需隨之做出改變。模具設計不合理,擠出的發(fā)射藥會產(chǎn)生偏孔,密度不均勻、產(chǎn)品質量不穩(wěn)定、模具損壞等現(xiàn)象。傳統(tǒng)的模具設計主要依靠設計經(jīng)驗和工程試驗類比,反復的試模和修模浪費了大量的人力物力,生產(chǎn)效率低,無法滿足新型發(fā)射藥配方研制需求。

隨著計算機硬件和軟件的發(fā)展,數(shù)值模擬技術已廣泛應用于聚合成型研究,縮短了模具開發(fā)時間,提高了設計準確性。秦升學等[7]模擬了聚合物熔體在機頭的流動情況,優(yōu)化了阻流部分的結構,實現(xiàn)了對厚度為0.12 mm的聚對苯二甲酸乙二醇酯(PET)薄膜厚度均勻性的控制。Mutlu等[8]模擬了線纜包覆擠出過程中自由擠出壓力與線纜牽引共同驅動的聚合物熔體流動問題。張敏等[9]對兩種聚合物熔體在共擠出流道內的流動進行了三維數(shù)值模擬,研究了共擠出界面偏移的影響因素。Chitkara N R等[10]對非對稱T型型材擠出成型過程進行研究,對產(chǎn)品曲率和網(wǎng)格變形進行了預測。張丹丹等[11]對七孔藥擠出過程進行了模擬計算,研究了溶劑比、入口速度、成型溫度對硝基胍發(fā)射藥成型質量的影響。劉林林等[12]利用Polyflow軟件得到了擠出條件對變燃速發(fā)射藥藥型尺寸一致性的影響規(guī)律。深入研究藥料在流道內的流動過程有助于改善發(fā)射藥的成型質量,提高其性能。19孔發(fā)射藥作為燃燒漸增性優(yōu)良的火藥,對其成型過程及擠出模具的研究十分必要,國內外尚未發(fā)現(xiàn)相關研究報告。

本研究針對發(fā)射藥某高黏度配方,設計了19孔擠出模具。采用ANSYS軟件對其成型過程進行了數(shù)值模擬,分析了初始模具流道內藥料的流動情況,獲得模具壓縮比、成型段長度、針架結構對藥料流動的影響規(guī)律。對模具進行優(yōu)化設計,并對比分析了優(yōu)化前后的流道內藥料的流動狀態(tài)。根據(jù)優(yōu)化結果加工新模具并進行實驗,成功生產(chǎn)出燃燒穩(wěn)定的19孔發(fā)射藥。

2 模型建立

2.1 流道結構

19孔發(fā)射藥擠出模具主要分為壓縮段、針架和模針、成型段,如圖1所示。流道橫截面如圖2所示。壓縮比是進藥面積與有效出藥面積之比,針架和模針決定發(fā)射藥內孔的直徑和位置,成型段決定最終產(chǎn)品的形狀。19孔發(fā)射藥擠出模具的模針共有三層,第一層(中心)1根,第二層6根,最外層12根。

為了提高計算效率,將成型段由花邊形簡化為六邊形,如圖2中虛線所示。圖3為初始模具流道有限元模型,z軸方向為藥料流動方向。

圖1 流道結構示意圖

Fig.1 Schematic diagram of flow channel

圖2 流道橫截面

Fig.2 Cross section of flow channel

圖3 流道有限元模型

Fig.3 Finite element model of flow channel

2.2 數(shù)學模型

作為一種特殊的高分子材料,發(fā)射藥的擠出流動特性遵循以下方程[13]:

質量守恒方程:

(1)

動量守恒方程:

(2)

能量守恒方程:

(3)

式中,ρ為流體密度,g·cm-1;u為流體速度,m3·s-1;為Hamilton微分算子;σ為表面應力,Pa; cp為等壓比熱,J·kg-1·K-1;k為材料導熱系數(shù),W·m-1·K-1;τ為偏應力張量,Pa。

求解上述基本方程須針對工程問題實際情況進行適當?shù)募僭O簡化處理。考慮藥料的特性和穩(wěn)定擠出時的工藝條件,可做如下假設[14]:

(1)藥料是不可壓縮的穩(wěn)態(tài)層流;

(2)流場穩(wěn)定、等溫;

(3)藥料在流道壁上無滑移,即其各個速度分量為零;

(4)不計藥料重力和慣性力的影響。

2.3 材料物性參數(shù)

圖4 發(fā)射藥剪切應力-剪切速率曲線

Fig.4 Shear stress vs shear rate curve of propellant flow

2.4 邊界條件

邊界條件設置如下: (1)流道入口采用速度入口邊界條件,入口線速度為1.50×10-3m·s-1; (2)流道出口采用壓力出口邊界條件,出口壓力為1 atm; (3)其余均為無滑移壁面。

3 初始模具擠出過程模擬結果分析

初始模具壓縮比為5.78,成型段長度36.0 mm。利用ANSYS軟件模擬發(fā)射藥藥料在初始模具中的流動過程,分析結果見圖5、圖6、圖7。

圖5 流道內壓力分布云圖

Fig.5 Pressure distribution in the flow channel

圖6 模針壓力分布云圖

Fig.6 Pressure distribution on the die pin

圖7y=0截面局部速度矢量圖

Fig.7 Partial velocity distribution on they=0 cross section

圖5為流道內壓力分布云圖?？梢?流道內壓力最大值出現(xiàn)在入口處,為5.39 MPa。沿著藥料的流動方向,流道內的壓力逐漸減小,流道內最大壓力降發(fā)生在成型段,壓力減小了4.58 MPa。圖6為模針所受壓力分布云圖?？梢?模針所受最大壓力出現(xiàn)在壓縮段。模針在壓縮段各個方向受到的壓力不均勻,最大壓力達到4.85 MPa,位于最外層模針1的外側,而其內側壓力為4.31 MPa。這導致模針1受到的合力最大,位于第二層的模針2受力略小,中心模針均勻受力。

圖7為y=0截面局部速度矢量圖?？梢?從壓縮段到成型段,產(chǎn)生了較強的收斂流動,藥料流動方向發(fā)生變化。因壓縮比較大,在壓縮段藥料徑向流動速度增加,擠進內層模針之間。壓縮段針架附近藥料發(fā)生繞流,流動方向、速率變化較大。最外層模針與針架連接位置附近的藥料流動方向幾乎水平,壓縮段的速度最大值出現(xiàn)在最外層模針附近,為1.24×10-3m·s-1,最大徑向分速度為1.06×10-3m·s-1。在此流動狀態(tài)下,模針受到劇烈沖擊,易在壓縮段發(fā)生斷裂。

4 流道結構對藥料流動的影響及模具優(yōu)化

4.1 流道結構對藥料流動的影響

為了獲得合理的模具結構參數(shù),分別模擬了入口線速度為1.50×10-3m·s-1時,不同壓縮比、不同成型段長度和針架結構對藥料流動規(guī)律的影響,結果如表1、表2和表3所示。

表1 壓縮比對藥料流動的影響

Table 1 Effect of compression ratio on propellant flow

compressionratiopmax/MPap′max/MPap/MPav/m·s-16．826．215．774．971．21×10-35．785．394．854．311．06×10-34．254．333．663．248．57×10-42．953．872．562．328．62×10-41．8911．21．681．686．46×10-4

表2 成型段長度對藥料流動的影響

Table 2 Effect of length of forming section on propellant flow

lengthofformingsection/mmpmax/MPap′max/MPap/MPav/m·s-136．05．394．854．311．06×10-331．04．804．313．601．04×10-326．04．213．773．161．06×10-321．03．613．112．521．02×10-316．02．573．021．811．03×10-3

表3 針架結構對藥料流動的影響

Table 3 Effect of structure of pin holder on propellant flow

structureofpinholderpmax/MPap′max/MPap/MPav/m·s-1pinholderA5．394．854．311．06×10-3pinholderB4．984．734．232．79×10-4

表3為針架結構對藥料流動的影響。針架A如圖8a所示,藥料從針架周圍進入模針之間。針架B如圖8b所示,藥料從針架周圍和針架上的孔道流入中心模針之間。表3顯示,與壓縮比、成型段長度相比,針架結構的改變對流道內各處壓力的影響相對較小,但對最大徑向分速度影響較大。選擇結構B可在降低流道內各處壓力的同時大幅度減小v。

a. pin holder A b. pin holder B

圖8 針架與模針結構示意圖

Fig.8 Schematic diagram of pin holder and die pins

4.2 模具優(yōu)化

根據(jù)計算結果,模具的優(yōu)化分為三部分: 首先,通過減小壓縮比,減小壓力和徑向分速度; 其次,縮短成型段長度,減小流動阻力; 最后,改變針架結構,減小最大徑向分速度。根據(jù)優(yōu)化方案,選取新模具壓縮比減小為4.25,成型段長度減少為26.0 mm,選取模具針架結構B,降低流道內最大壓力和模針所受最大壓力的同時確保流道中心的壓力。建立三維模型劃分有限元網(wǎng)格并對擠出過程進行數(shù)值模擬,材料物性參數(shù)與邊界條件與初始模具模擬設置一致。

4.3 優(yōu)化前后模具模擬結果對比

4.3.1 壓力分布分析

優(yōu)化后流道內壓力最大值同樣出現(xiàn)在入口處,為3.21 MPa,與初始模具相比,下降40.45%。成型段入口中心壓力為2.24 MPa,滿足發(fā)射藥成型要求。成型段縮短以后壓力降減小為2.40 MPa。模針所受最大壓力由4.85 MPa下降到2.88 MPa,下降了40.62%。流道橫截面的壓力標準差反映了流道內壓力分布的均勻性,是衡量擠出發(fā)射藥密度的重要參數(shù)。選擇橫截面形狀變化最大的成型段入口處,對比模具優(yōu)化前后此處的壓力分布,如圖9所示。初始模具最外側模針兩側可以明顯看到壓力分界線,優(yōu)化后,壓力分界線向中心移動,分界線兩側壓差減小。初始模具該截面壓力標準差為0.84 MPa,而優(yōu)化后模具截面壓力標準差為0.44 MPa,減小了47.62%。這說明模具優(yōu)化之后,流道內壓力分布均勻性提高。

a. before optimization

b. after optimization

圖9 成型段入口壓力分布云圖

Fig.9 Pressure distribution of forming section inlet

徑向合力和軸向合力是造成模針斷裂的主要原因之一。優(yōu)化前后模針在壓縮段所受徑向合力見表4,在擠出過程中所受軸向合力見表5?？梢?外側模針所受徑向合力減小37.45%,軸向合力減小42.90%。優(yōu)化后,流道內壓力減小,模針所受合力減小,可有效減小模針的變形程度,避免損壞。

表4 模針在壓縮段所受徑向合力

Table 4 Radial force on die pin in the compression section

forceFR1FR2FR3original/N2．511．230．021optimized/N1．570．770．002diminution/%37．4537．4090．48

表5 模針所受軸向合力

Table 5 Axial force on die pin in the compression section

forceFa1Fa2Fa3original/N282．46147．4423．12optimized/N161．2985．7813．49diminution/%42．9041．8241．65

Note:FR1,FR2andFR3are the radial forces on die pin 1, pin 2 and pin 3, respectively.Fa1,Fa2andFa3are the axial forces on die pin 1, pin 2 and pin 3, respectively.

4.3.2 速度分析

模具優(yōu)化后,從壓縮段到成型段,藥料流動如圖10所示。對比圖7,模具優(yōu)化后藥料在針架附近受到的徑向力減小,從軸向進入成型段的藥料比例增加。在入口線速度相同的條件下,優(yōu)化后的模具流道內最大流速為1.03×10-3m·s-1,與初始模具最大流速1.38×10-3m·s-1相比,減小了25.36%。速度減小的原因是壓縮比減小,出口面積不變,入口線速度相同,體積流量減小。故在優(yōu)化前后出口沒有改變的情況下,線速度減小。優(yōu)化之后,壓縮段最大徑向分速度減小為3.50×10-4m·s-1,與初始模具相比減小了66.98%,大幅度降低模針所受沖擊。

成型段出口處速度分布的均勻性是衡量擠出發(fā)射藥質量的重要指標。選取出口橫截面上各個節(jié)點速度值計算出口速度標準差來衡量出口擠出流動平衡。對比優(yōu)化前后模具的出口速度分布,速度最大值均出現(xiàn)在模針之間,分別是1.30×10-3m·s-1、9.68×10-4m·s-1,出口速度標準差分別為2.97×10-4m·s-1、2.24×10-4m·s-1。模具優(yōu)化后,出口速度分布均勻性提高24.58%。

圖10x=0截面局部速度矢量圖

Fig.10 Partial of velocity distribution onx=0 cross section

4.4 實驗驗證

4.4.1 擠出成型19孔發(fā)射藥

根據(jù)上文確定的流道結構,設計制造擠出模具。分別采用優(yōu)化前后的模具擠出成型19孔發(fā)射藥?？刂朴蛪簷C沖頭速度保持模具入口線速度均為1.50×10-3m·s-1。

實驗測得初始模具擠出過程的最大壓力為5.48 MPa,計算結果與實驗結果相比偏差1.64%,說明仿真方法及邊界條件設置是正確的。模具損壞發(fā)生在壓縮段,模針斷裂,如圖11所示?？梢?擠出的產(chǎn)品表面不光滑,出現(xiàn)不規(guī)則形狀的粗糙條紋。造成這一現(xiàn)象的原因之一為該配方藥料黏度高,擠出過程所需壓力大。此外,初始模具流道壓縮比過大,成型段過長,導致流動阻力過高。藥料與流道壁面的外摩擦力高,流道內壓力分布不均勻,藥料各部分受到的剪切應力不一致,藥料內部各處的剪切粘度產(chǎn)生差異,使邊界層各處產(chǎn)生不同的摩擦應力,導致藥料各點的旋轉不一,造成表面疵病。

圖11 初始模具擠出19孔發(fā)射藥

Fig.11 19-hole propellant extruded by original die

優(yōu)化后模具擠出實驗測得擠出最大壓力是3.48 MPa,較計算值高8.41%。利用該模具擠出的19孔發(fā)射藥,表面光滑,內孔分布均勻,如圖12所示,沒有出現(xiàn)初始模具擠出產(chǎn)品的扭曲變形、瑕疵、模針斷裂、弧厚不均勻等缺陷,說明擠出均勻性好,模具流道結構設計合理。

圖12 優(yōu)化后模具擠出19孔發(fā)射藥

Fig.12 19-hole propellant extruded by optimized die

4.4.2 密閉爆發(fā)器實驗

對優(yōu)化后模具擠出的19孔發(fā)射藥進行100 mL密閉爆發(fā)器定容燃燒實驗,裝填密度0.2 g·cm-3,點火藥為2#硝化棉,質量為1.1 g,所得燃速u與壓力p的關系、燃氣生成猛度Γ與已燃百分比ψ的關系如圖13所示。由圖13a所示,u-p的曲線沒有異常拐點,說明優(yōu)化后模具擠出的19孔發(fā)射藥燃燒穩(wěn)定,發(fā)射藥各部分的組成、密度一致,內部結構沒有缺陷。

a. u-p curve

b. Γ-ψ curve

圖13 優(yōu)化后模具擠出19孔發(fā)射藥燃燒性能

Fig.13 Combustion performance of 19-hole propellant extruded by optimized die

由圖13b所示,燃氣生成猛度Γ隨已燃百分比ψ的增加逐漸增加,在ψ=0.72時,Γ達到最大值,隨著燃燒的繼續(xù),Γ開始下降,顯示出良好的增面燃燒效果。

5 結 論

(1) 初始模具擠出失敗的原因是: 藥料所受流動阻力高、模針局部壓力大和藥料壓縮段徑向分速度大。

(3) 針對19孔發(fā)射藥擠出成型模具的優(yōu)化方案為: 模具壓縮比為4.25,成型段長度為26.0 mm,并選用針架B。數(shù)值模擬結果顯示,優(yōu)化后流道內最大壓力減小40.45%,最外側模針壓縮段所受徑向合力減小37.45%,外側模針所受軸向合力減小42.90%,壓縮段藥料最大徑向分速度減小66.98%,流道內壓力分布均勻性提高47.62%,出口速度分布均勻性提高24.58%。

(4) 優(yōu)化后的模具擠出成型的19孔發(fā)射藥表面光滑,內孔分布良好,克服了初始模具擠出產(chǎn)品的扭曲變形、瑕疵、模針斷裂、弧厚不均勻等缺陷。定容燃燒實驗表明,采用新模具加工的發(fā)射藥各部分組成均勻,沒有內部缺陷,漸增性優(yōu)良。

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