戰(zhàn)斗部順序凝固裝藥過(guò)程數(shù)值模擬研究

楊治林，李 昂，余 瑤，郭進(jìn)勇，李全俊

(中國(guó)兵器裝備集團(tuán)自動(dòng)化研究所有限公司， 四川 綿陽(yáng) 621000)

1 引言

武器裝備生產(chǎn)過(guò)程中，裝藥環(huán)節(jié)是賦予戰(zhàn)斗部爆破能力和殺傷能力的關(guān)鍵步驟。熔鑄裝藥法因具有不受腔室尺寸限制，工藝設(shè)備簡(jiǎn)單，自動(dòng)化程度較高等優(yōu)點(diǎn)，是當(dāng)前國(guó)內(nèi)外中大型常規(guī)武器廣泛使用的裝藥方法。由于炸藥凝固過(guò)程中存在晶核形成和生長(zhǎng)、相變轉(zhuǎn)化、體積收縮等過(guò)程，傳統(tǒng)的熔鑄裝藥法極易產(chǎn)生底縫、裂紋、縮孔縮松等裝藥缺陷，這些缺陷嚴(yán)重影響了戰(zhàn)斗部毀傷效果和安全性能，已不能滿足新型高能戰(zhàn)斗部的裝藥要求。Ruslan Mudryy等針對(duì)縮孔縮松缺陷問(wèn)題，提出了水浴順序凝固工藝，并通過(guò)數(shù)學(xué)模型和數(shù)值模擬驗(yàn)證了該工藝可顯著改善裝藥質(zhì)量。徐更光等為了提高彈藥的使用安全性，對(duì)水浴順序凝固裝藥技術(shù)進(jìn)行了改進(jìn)，結(jié)果表明改進(jìn)后的方法不僅可以消除氣孔、縮孔、底縫等缺陷，還可以降低裝藥對(duì)環(huán)境刺激的感度。馬松等采用有限元模擬法對(duì)HBX-3炸藥在自然和水浴條件下的凝固過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到了水浴條件下炸藥內(nèi)部溫度場(chǎng)的變化和相界面遷移規(guī)律，并預(yù)測(cè)了縮孔生成特征。

順序凝固裝藥技術(shù)可提高裝藥質(zhì)量已經(jīng)在彈藥生產(chǎn)過(guò)程中得到了驗(yàn)證，但由于此技術(shù)相對(duì)傳統(tǒng)技術(shù)工藝更復(fù)雜，目前尚無(wú)其特有的工藝參數(shù)(如水浴溫度、水位上升速度等)與裝藥質(zhì)量之間的關(guān)系研究。由于目前仍缺乏成型過(guò)程的在線監(jiān)測(cè)的方法，數(shù)值模擬成為研究上述關(guān)系的有力手段之一，ProCAST是最早實(shí)現(xiàn)凝固過(guò)程熱-流動(dòng)-應(yīng)力完全耦合的鑄造仿真商業(yè)化軟件，其對(duì)冷卻凝固過(guò)程、縮孔縮松缺陷的模擬具有較高的準(zhǔn)確性。本文針對(duì)某導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部，使用ProCAST軟件對(duì)其水浴順序凝固裝藥過(guò)程進(jìn)行了研究，采用正交實(shí)驗(yàn)方法結(jié)合灰色關(guān)聯(lián)度分析，得到了水浴溫度、水位上升速度、冒口溫度對(duì)炸藥凝固時(shí)間和藥柱縮孔縮松缺陷的影響規(guī)律，獲得了在給定工藝參數(shù)條件范圍內(nèi)的最佳工藝條件，為此工藝在箭彈裝藥過(guò)程中的應(yīng)用提供了指導(dǎo)作用。

2 計(jì)算模型及參數(shù)

2.1 水浴順序凝固裝藥工藝

炸藥在自然冷卻凝固成型過(guò)程中，因其溫度梯度是由炸藥內(nèi)部向外逐漸降低，其凝固順序是由外到內(nèi)逐層凝固，導(dǎo)致炸藥內(nèi)部中心最后凝固，體積收縮，同時(shí)得不到有效的液體補(bǔ)縮，造成縮孔縮松缺陷。Ruslan Mudryy等針對(duì)此問(wèn)題，提出水浴順序凝固工藝，如圖1所示，將裝滿液態(tài)炸藥的彈體放置于裝有冷卻水的水箱中，在炸藥冷卻凝固過(guò)程中通過(guò)進(jìn)出水裝置控制水位緩慢上升，水位上方通熱空氣保溫，這樣使炸藥的凝固順序變成由下而上，再通過(guò)冒口保溫，使上方炸藥長(zhǎng)時(shí)間處于液體狀態(tài)，不斷地向下提供補(bǔ)縮，將最后凝固的位置轉(zhuǎn)移到冒口處，有效地避免了彈體內(nèi)縮孔縮松缺陷的發(fā)生。

圖1 水浴順序凝固工藝示意圖Fig.1 Process diagram of water sequential solidification

2.2 有限元模型

本文以某導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部尺寸進(jìn)行部分調(diào)整，按照水浴順序凝固工藝要求，建立幾何模型，相關(guān)組件包括模具(彈體)、鑄件(炸藥)、冒口、水箱，對(duì)應(yīng)幾何模型及裝配關(guān)系如圖2所示。采用四面體網(wǎng)格為主導(dǎo)的方式進(jìn)行有限元?jiǎng)澐?，炸藥的網(wǎng)格尺寸為10 mm，彈體和冒口網(wǎng)格尺寸為20 mm，水箱及水的網(wǎng)格尺寸為50 mm，整個(gè)模型面網(wǎng)格單元為44 738，體網(wǎng)格單元為535 264，網(wǎng)格質(zhì)量?jī)?yōu)異，整體網(wǎng)格離散化結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 模型組件幾何結(jié)構(gòu)、裝配關(guān)系及有限元離散結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Assemble relationship and finite element structure of the mode and components

2.3 數(shù)學(xué)模型與計(jì)算參數(shù)

采用ProCAST軟件內(nèi)置數(shù)學(xué)模型進(jìn)行凝固過(guò)程仿真，該軟件被李敬明等學(xué)者通過(guò)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證證明了具有較高的準(zhǔn)確性。凝固過(guò)程是一個(gè)不穩(wěn)定導(dǎo)熱過(guò)程，其數(shù)值計(jì)算可采用瞬態(tài)傳熱偏微分方程計(jì)算，如式(1)所示。溫度場(chǎng)計(jì)算的邊界條件采用第三類邊界條件，計(jì)算公式如式(2)所示

(1)

(2)

式(1)中：為炸藥導(dǎo)熱系數(shù)；為比熱；為密度；為溫度；為時(shí)間；為結(jié)晶熱；為固相分析。式(2)中：為環(huán)境溫度；為換熱系數(shù)。

2.4 材料參數(shù)

炸藥材料為某梯黑炸藥，彈體材料為H13鋼，冒口材料為鋁型材，各材料相關(guān)熱物性參數(shù)如表1所示。

表1 炸藥及模具熱物性參數(shù)Table 1 Material property

2.5 初始和邊界條件

根據(jù)工藝及材料物性要求，炸藥的初始溫度為90 ℃，彈體初始溫度為40 ℃。為進(jìn)行正交試驗(yàn)，設(shè)計(jì)水浴初始溫度取20 ℃、25 ℃、30 ℃三個(gè)水平，冒口初始溫度取85℃、90 ℃、95 ℃三個(gè)水平。

模型組件之間換熱界面包括水箱與水，換熱系數(shù)為5 000 W/m/K；水與模具，換熱系數(shù)為5 000 W/m/K；模具與鑄件，換熱系數(shù)為500 W/m/K；模具與冒口，換熱系數(shù)為1 000 W/m/K；鑄件與冒口，換熱系數(shù)為1 000 W/m/K；冒口與空氣，換熱系數(shù)為10 W/m/K。

澆鑄速度由澆鑄時(shí)間反算得到，水位上升速度取2.5×10mm/s，3.0×10mm/s，3.5×10mm/s三個(gè)水平進(jìn)行正交試驗(yàn)對(duì)比。

3 結(jié)果分析與討論

3.1 自然凝固和水浴順序凝固裝藥結(jié)果對(duì)比

為了驗(yàn)證水浴順序凝固方法可改變炸藥的凝固方式，提高裝藥質(zhì)量，首先對(duì)2種工藝進(jìn)行仿真對(duì)比。水浴順序凝固工藝中水浴溫度取20℃，水位上升速度取2.5×10mm/s，冒口初始溫度取85 ℃，自然冷卻工藝的初始及邊界條與水浴順序凝固一致，將水浴冷卻去掉，改為空氣冷卻(25 ℃，界面換熱系數(shù)為10 W/m/K)。

圖3為2種工藝凝固過(guò)程的溫度隨時(shí)間的變化云圖。由圖3可以看出自然冷卻過(guò)程溫度是由外到內(nèi)逐漸降低，溫度梯度成“O”字型，隨著時(shí)間的推移，藥室頸部溫度最先降低到固相線以下，這是由于彈體內(nèi)頸部位置存在一圈凸起結(jié)構(gòu)，此位置炸藥液體相對(duì)較少，與彈體接觸面積也相對(duì)較大，所以降溫速度較快，導(dǎo)致下方出現(xiàn)大面積的孤立高溫區(qū)域。而水浴順序凝固工藝中，溫度梯度成“V”字型，隨著時(shí)間的推移，藥室下部分溫度先降低到固相線下，頸部與中上部為溫度梯度較小，整個(gè)凝固過(guò)程中藥柱內(nèi)未形成大面積孤立高溫區(qū)域。從溫度場(chǎng)第三類邊界條件計(jì)算公式(式(2))可以看出，界面換熱系數(shù)越大，熱交換越快，溫度下降越快，水與彈體間的界面換熱系數(shù)為5 000 W/m/K，而空氣與彈體間的界面換熱系數(shù)僅為10 W/m/K，說(shuō)明水浴與彈體的接觸面能進(jìn)行更快的熱交換，使藥液能更快地凝固成固態(tài)，當(dāng)水與彈體的接觸面從下往上緩慢上升時(shí)，就能使炸藥形成從下向上的相界面遷移面，使藥液從下向上順序凝固。

圖3 自然凝固工藝(上)與水浴順序凝固工藝(下)炸藥凝固過(guò)程溫度場(chǎng)變化云圖Fig.3 Comparison of temperature field of explosive solidification between natural coagulation(top) and sequential solidification(bottom)

為進(jìn)一步對(duì)比2種工藝的溫度變化區(qū)別，選取了藥室頸部中心點(diǎn)和藥室底部中心點(diǎn)為2個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，得到了2種工藝在這兩點(diǎn)的溫度變化曲線。如圖4(a)所示，在藥室頸部自然凝固工藝的溫度變化曲線斜率明顯大于順序凝固工藝，表明在該點(diǎn)自然凝固工藝降溫速率更大。自然凝固工藝在12 000 s時(shí)溫度就降到了炸藥的固相線(75 ℃)以下，而此時(shí)順序凝固工藝的溫度仍在液相線(82 ℃)以上，這說(shuō)明了自然凝固工藝在該點(diǎn)已經(jīng)開始凝固形成固相阻隔區(qū)域，阻隔上方及冒口內(nèi)的液體向下補(bǔ)縮，相反，順序凝固工藝在該點(diǎn)仍處于液體狀態(tài)，保持著良好的補(bǔ)縮能力。如圖4(b)所示，2種工藝藥液底部的溫度都下降的很快，但順序凝固工藝相對(duì)更快，在3 000 s后就下降到了40 ℃以下，而自然冷卻工藝在50 ℃以上，說(shuō)明順序凝固工藝底部的藥液凝固更快，能形成從下向上的順序凝固，避免下方形成液相孤立區(qū)。

圖4 自然凝固工藝與水浴順序凝固工藝炸藥凝固過(guò)程某監(jiān)測(cè)點(diǎn)溫度時(shí)程變化曲線Fig.4 Comparison of temperature time history curve of a monitoring point of explosive solidification between natural coagulation and sequential solidification

相界面遷移過(guò)程能更加直觀地反映上述的凝固特點(diǎn)。由圖5可知，自然凝固工藝在裝藥3 h后就出現(xiàn)了大面積的液相孤立區(qū)，此時(shí)藥室頸部液體幾乎全部凝固，冒口中大量的液體炸藥無(wú)法對(duì)下方液體補(bǔ)縮，炸藥最后凝固的位置位于藥室下方。而水浴順序凝固工藝始終保持著良好的補(bǔ)縮能力，相界面從下到上遷移，炸藥最后凝固的位置位于藥室上方。

圖5 自然凝固工藝(上)與水浴順序凝固工藝(下)炸藥程相界面遷移過(guò)程云圖Fig.5 Comparison of transfer process of phase interface between natural coagulation(top) and sequential solidification(bottom)

圖6給出了2種工藝縮空縮松可能出現(xiàn)的位置和概率，自然凝固工藝中，藥柱中下部出現(xiàn)了較大面積的縮孔縮松概率區(qū)域，最大的縮孔概率為41.5%，而水浴順序凝固工藝中僅在藥柱中部出現(xiàn)了小面積的縮孔縮松概率區(qū)域，最大的縮松概率僅為5.6%?？s孔縮松結(jié)果與固相率結(jié)果可形成對(duì)應(yīng)。在某一時(shí)刻某一區(qū)域內(nèi)，若固相線與液相線間的垂直距離越大(其溫度梯度越小)，發(fā)生縮孔縮松的概率越大，由于液相孤立區(qū)面積越大，凝固過(guò)程中溫度跨度范圍越大，溫度梯度越小，所以存在液相孤立的區(qū)域面積越大，發(fā)生縮孔縮松概率越大。以上結(jié)果表面，藥柱的凝固順序?qū)s孔縮松缺陷影響較大，水浴順序凝固工藝能夠使炸藥自下而上凝固，大大降低縮孔縮松缺陷的發(fā)生概率。

圖6 自然凝固工藝(左)與水浴順序凝固工藝(右)縮孔縮松缺陷云圖Fig.6 Comparison of Shrinkage defects between natural coagulation(top) and sequential solidification(bottom)

3.2 裝藥工藝正交試驗(yàn)分析

影響炸藥凝固成型質(zhì)量的工藝參數(shù)較多，這些工藝參數(shù)之間相互影響，采用單因素試驗(yàn)法無(wú)法體現(xiàn)這些工藝參數(shù)間的交互效應(yīng)，采用多因素完全試驗(yàn)法工作量過(guò)大，效率太低。正交試驗(yàn)法以概率論及數(shù)理統(tǒng)計(jì)理論為依據(jù)，可避免大量的試驗(yàn)次數(shù)，縮短試驗(yàn)周期，迅速找到最優(yōu)的實(shí)驗(yàn)方案，是多因素分析中運(yùn)用最為廣泛的一種試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法。

本文重點(diǎn)關(guān)注水浴工藝參數(shù)對(duì)裝藥缺陷和裝藥時(shí)間的影響，取水浴溫度，水位上升速度，冒口溫度三個(gè)影響因素，每個(gè)因素取3個(gè)水平，各因素各水平具體數(shù)值如表2所示。根據(jù)三因素三水平正交試驗(yàn)表設(shè)計(jì)9組試驗(yàn)，各試驗(yàn)的編號(hào)及對(duì)應(yīng)因素水平如表3所示。

表2 正交試驗(yàn)影響因素與水平Table 2 Orthogonal test factors and levels

表3 三因素三水平正交試驗(yàn)表Table 3 Orthogonal test of three factors and three levels

優(yōu)化工藝參數(shù)的目的是提高裝藥質(zhì)量和裝藥效率，于是取藥柱的凝固時(shí)間和縮孔縮松率為考核指標(biāo)，考核各因素對(duì)這2個(gè)指標(biāo)的影響程度。

圖7展示了9組正交試驗(yàn)彈體內(nèi)部炸藥完全凝固所需的時(shí)間分布云圖，由圖7可以看出，所有實(shí)驗(yàn)組的炸藥凝固順序均是自下向上凝固，各組試驗(yàn)間凝固時(shí)間差別較小，總凝固時(shí)間在7 900～8 500 s，凝固時(shí)間最長(zhǎng)的位置均為藥室頂部中心處，于是取該處的凝固時(shí)間作為試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行考核，對(duì)應(yīng)的各實(shí)驗(yàn)組具體凝固數(shù)值見表4所示。凝固時(shí)間最小的是6號(hào)試驗(yàn)組，=7 918 s，最大的是7號(hào)試驗(yàn)組=8 389 s，初步判斷這是由于6號(hào)試驗(yàn)組水位上升速度最大，冒口溫度最低造成，水位上升速度越大，彈體上方能更早的與水接觸，使得界面換熱系數(shù)提高，從計(jì)算式(2)可以看出，換熱系數(shù)越高，傳熱越快，所以彈體腔室內(nèi)上方的液體更容易更早的凝固。從熱傳式(1)可以看出，冒口溫度越低，冒口與藥液的溫度差越大，腔室上方的液體降溫越快，由于腔室上方液體是最后凝固的，其凝固時(shí)間直接決定整個(gè)炸藥的最終凝固時(shí)間，所以水位上升速度和冒口溫度對(duì)凝固時(shí)間有較大影響。

圖7 各正交試驗(yàn)組炸藥內(nèi)部凝固時(shí)間分布云圖Fig.7 Solidification time contour of explosive in each orthogonal test group

表4 正交試驗(yàn)結(jié)果Table 4 Results of the orthogonal test

為了考察個(gè)工藝條件下的縮孔縮松缺陷，圖8給出了各實(shí)驗(yàn)組的縮孔縮松預(yù)測(cè)結(jié)果，除3號(hào)試驗(yàn)組以外，各實(shí)驗(yàn)組均在藥柱中上部位出現(xiàn)了小面積的縮松現(xiàn)象，最大縮松率為6.2%，各試驗(yàn)組最大縮松率數(shù)值見表4所示。其中3號(hào)試驗(yàn)組最大縮孔率最小，僅為0.6%，小于縮孔率分布云圖的最小分辨率1%，所以其中顯示無(wú)縮孔縮松缺陷發(fā)生，0.6%的縮孔率在實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中亦可以忽略，這表明從減少縮孔縮松缺陷角度出發(fā)，3號(hào)試驗(yàn)組對(duì)應(yīng)的工藝條件為9組試驗(yàn)中的最優(yōu)工藝條件。

圖8 各正交試驗(yàn)組炸藥內(nèi)部縮孔縮松位置和發(fā)生概率示意圖Fig.8 Probability and location of shrinkage defects in each orthogonal test group

3.3 灰色關(guān)聯(lián)度分析

灰色關(guān)聯(lián)度理論

為了進(jìn)一步定量地分析各因素對(duì)考核指標(biāo)的影響程度，考察試驗(yàn)結(jié)果與理想結(jié)果的關(guān)聯(lián)程度，得出各因素在多個(gè)考核指標(biāo)下的最佳組合，采用灰色關(guān)聯(lián)度方法對(duì)表4中的正交試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析。

為弱化數(shù)據(jù)的隨機(jī)性，在計(jì)算關(guān)聯(lián)度之前需對(duì)試驗(yàn)結(jié)果做無(wú)量綱化處理。用()表示考核指標(biāo)的第組實(shí)驗(yàn)結(jié)果，則其對(duì)應(yīng)的無(wú)量綱區(qū)間值像()的計(jì)算公式如下：

(3)

若考核指標(biāo)的理想實(shí)驗(yàn)結(jié)果值()對(duì)應(yīng)的無(wú)量綱區(qū)間值像為()，則()對(duì)應(yīng)()的灰色關(guān)聯(lián)系數(shù)為：

(4)

取值為0～1之間，一般為05，于是()對(duì)()的灰色關(guān)聯(lián)度為：

(5)

由于實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中，凝固時(shí)間和縮孔縮松率越小越好，故二者理想實(shí)驗(yàn)結(jié)果值均取為0，根據(jù)上述計(jì)算公式，各正交試驗(yàn)組試驗(yàn)結(jié)果的區(qū)間像值、灰色關(guān)聯(lián)系數(shù)和灰色關(guān)聯(lián)度如表5所示。

表5 灰色關(guān)聯(lián)系數(shù)與灰色關(guān)聯(lián)度Table 5 Grey correlation coefficient and degree

結(jié)果顯示3號(hào)試驗(yàn)組的灰色關(guān)聯(lián)度最高，達(dá)到0.90，比第二高的6號(hào)試驗(yàn)組高0.15，關(guān)聯(lián)緊密度突出。4號(hào)和7號(hào)試驗(yàn)組的關(guān)聯(lián)度最差，為0.45，僅為3號(hào)試驗(yàn)組的50%，平均關(guān)聯(lián)度分析結(jié)果表明，在綜合考慮凝固時(shí)間和縮孔縮松缺陷時(shí)，3號(hào)試驗(yàn)組對(duì)應(yīng)的工藝條件為9組試驗(yàn)中的最佳條件。

單因素關(guān)聯(lián)系數(shù)分析

由表5結(jié)果可進(jìn)一步計(jì)算出各影響因素每個(gè)水平對(duì)考核指標(biāo)的平均灰色關(guān)聯(lián)系數(shù)，推斷各因素對(duì)單個(gè)考指標(biāo)的影響程度。表6給出了水浴溫度各水平對(duì)凝固時(shí)間和縮孔縮松率的平均關(guān)聯(lián)系數(shù)。結(jié)果顯示隨著水浴溫度升高，凝固時(shí)間和縮孔率的關(guān)聯(lián)系數(shù)成下降趨勢(shì)，表明低溫有利于減小凝固時(shí)間和降低縮孔率，但2個(gè)指標(biāo)的平均灰色關(guān)聯(lián)系數(shù)均不高，各水平間相差也不大，表明水浴溫度對(duì)凝固時(shí)間和縮孔率單獨(dú)的影響程度不大。

表6 水浴溫度Tw各水平的平均灰色關(guān)聯(lián)系數(shù)Table 6 Average grey correlation coefficient of Tw

表7給出了水位上升速度各水平對(duì)凝固時(shí)間和縮孔縮松率的平均灰色關(guān)聯(lián)系數(shù)。隨著值的增加，凝固時(shí)間和縮孔率的關(guān)聯(lián)系數(shù)均明顯上升，表明提高水位上升速度有利于減小凝固時(shí)間和降低縮孔率。當(dāng)值從25提高到35時(shí)，凝固時(shí)間的平均灰色關(guān)聯(lián)系數(shù)從046提高到了081，上升了43，縮孔率的平均灰色關(guān)聯(lián)系數(shù)從046提高到了071，上升了35，這表明水位上升速度對(duì)凝固時(shí)間和縮孔率均有較大影響，特別是對(duì)凝固時(shí)間的影響最為突出。

表7 水位上升速度V各水平的平均灰色關(guān)聯(lián)系數(shù)Table 7 Average grey correlation coefficient of V

表8給出了冒口溫度各水平對(duì)凝固時(shí)間和縮孔縮松率的平均灰色關(guān)聯(lián)系數(shù)。隨著冒口溫度的上升，凝固時(shí)間的關(guān)聯(lián)系數(shù)下降，縮孔縮松率的關(guān)聯(lián)系數(shù)上升，表明提高冒口溫度不利于減少凝固時(shí)間，但有利于降低縮孔縮松率。在低溫水平下(85 ℃)，冒口溫度對(duì)凝固時(shí)間影響程度較大，對(duì)縮孔縮松率影響相對(duì)較小，在高溫水平下(95 ℃)，冒口溫度對(duì)縮孔縮松率影響較大，對(duì)凝固時(shí)間影響較小。

表8 冒口溫度T0各水平的平均灰色關(guān)聯(lián)系數(shù)Table 8 Average grey correlation coefficient of T0

多因素關(guān)聯(lián)度分析

考慮到各影響因素間存在交互效應(yīng)，采用各因素的平均灰色關(guān)聯(lián)度來(lái)確定與理想凝固時(shí)間和縮孔率綜合關(guān)聯(lián)程度最高的最佳工藝參數(shù)。結(jié)果如表9所示，從綜合角度考慮，水浴溫度與理想結(jié)果的平均關(guān)聯(lián)度負(fù)相關(guān)，而水位上升速度和冒口溫度與關(guān)聯(lián)度正相關(guān)，表明低水浴溫度，高水位上升速度和高冒口溫度是有利于同時(shí)減少凝固時(shí)間和降低縮孔縮松概率。水位上升速度對(duì)平均關(guān)聯(lián)度的影響最大，水浴溫度和冒口溫度影響相對(duì)較小，表明水位上升速度是影響凝固時(shí)間和縮孔率的關(guān)鍵因素。

表9 各影響因素各水平的平均灰色關(guān)聯(lián)度Table 9 Average grey correlation degree of each factor and level

表9顯示水浴溫度對(duì)應(yīng)的平均灰色關(guān)聯(lián)度最高的是水平1的值，為0.67，水位上升速度對(duì)應(yīng)的最高的是水平3的值，為0.76，冒口溫度對(duì)應(yīng)的最高的是水平3的值，為0.67，所以水浴溫度的最佳工藝值為20 ℃，水位上升速度的最佳工藝值為3.5×10mm/s，冒口溫度的最佳工藝值為95 ℃。最佳工藝條件與正交實(shí)驗(yàn)中3號(hào)試驗(yàn)組條件一致，對(duì)應(yīng)的炸藥凝固時(shí)間為7 981 s，最大縮孔率為0.6%。

4 結(jié)論

針對(duì)某梯黑炸藥水浴順序凝固裝藥工藝，采用數(shù)值模擬技術(shù)結(jié)合正交試驗(yàn)和灰色關(guān)聯(lián)度分析的方法，研究了水浴溫度、水位上升速度、冒口溫度對(duì)裝藥凝固時(shí)間和藥柱縮孔縮松缺陷的影響規(guī)律。主要結(jié)論如下：

1) 相比自然冷卻工藝，水浴順序凝固工藝可明顯降低藥柱縮孔縮松缺陷發(fā)生的概率。

2) 低水浴溫度，高水位上升速度和高冒口溫度有利于裝藥質(zhì)量的提升，相比水浴溫度和冒口溫度，水位上升速度是影響藥柱凝固時(shí)間和縮孔縮松率的主要因素。

3) 綜合考慮凝固時(shí)間和縮孔縮松率，在給定的工藝參數(shù)范圍內(nèi)，最佳的工藝條件是水浴溫度20 ℃，水位上升速度3.5×10mm/s，冒口溫度95 ℃。

本研究在考慮凝固時(shí)間和縮孔縮松率的前提下，可對(duì)水浴順序凝固裝藥的工藝設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)，進(jìn)一步的研究可考慮針對(duì)其他缺陷，例如裂紋(應(yīng)力場(chǎng)分析)，氣孔(流場(chǎng)分析)等，進(jìn)行各工藝參數(shù)的分析研究。