馮 濤，史明東，張 鵬，豆永鵬，吳 卉，梁曉博，屈軍利

(1 西安現代控制技術研究所，陜西 西安 710065；2 西安導引科技有限責任公司，陜西 西安 710065；3 陸軍裝備部駐西安地區(qū)軍代室，陜西 西安 710065)

0 引言

與置于井、箱/筒中的導彈不同,外掛式機載空地導彈服役全壽命周期內長期暴露于戶外大氣環(huán)境,受到溫度、濕度、鹽霧、射線、復雜電磁環(huán)境等因素影響,尤其是掛飛起落過程中的交變溫度、濕熱和鹽霧環(huán)境,易導致機載導彈在大氣環(huán)境長期貯藏后艙內出現凝露、積鹽漬、電路板銹蝕等問題[1-2]。為滿足制導彈藥在各種嚴苛環(huán)境下的使用需求,機載導彈制導艙外殼體組件要求具有嚴格密封性能,而良好的密封設計可以使艙體內部與外界環(huán)境隔離,保護內部材料表面和電子器件不受腐蝕,同時維持產品內部干燥環(huán)境,避免在外部低溫環(huán)境條件下光學艙口出現結霧(霜)現象,影響光電導引頭及激光引信的正常使用[2-6]。

目前,對于機載導彈制導艙等典型部位密封設計研究主要集中在密封方案設計、故障排查等方面,蔡培培等[7]討論了空空導彈結構設計中的三防結構設計技術,認為優(yōu)良的密封設計有利于控制密封腔體內器件的工作環(huán)境,阻止或延緩潮氣、鹽霧、霉菌侵入彈體內部、導引頭等對密封有特殊要求的部件,必須對部件自身結構進行嚴格的氣密設計。劉志等[8]通過理論計算與試驗測試方法對溫度循環(huán)條件下光電艙結霧現象進行了分析,研究表明光電艙內部光學鏡頭與光電探測器件內部水汽含量過大是導致光電艙內部出現結霧現象的主要原因。陳松林等[9]針對空空導彈發(fā)生進水現象的問題,復查了設計、生產、修理和使用等各個環(huán)節(jié),并進行了試驗驗證,結果表明導彈前后艙對接時若密封圈安裝不到位或出現變形、損傷等問題,易造成密封環(huán)節(jié)失效,是導彈制導艙進水的直接原因。上述已有的研究工作較少涉及到密封結構的泄漏率及可靠性方面的研究,國內僅見的公開報道是梁子豪等[10]對空空導彈制導艙典型部位密封結構進行了優(yōu)化設計及試驗驗證,經過對密封結構的優(yōu)化設計使制導艙池漏率達到18.8×10-6Pa·m3/s,有效遏制艙內與艙外氣體交換速度,將導彈全壽命周期電子艙內外的氣體交換總量控制在可接受的范圍內。文中對溫度循環(huán)測試條件下光電導引頭的密封腔體內部結霧現象進行了研究,分析了溫度循環(huán)條件下光電導引頭低溫結霧現象的形成機理,闡明了導致導引頭內部結霧現象的主要原因,并進一步推導了交變溫度條件下密封結構通過呼吸作用引入水汽含量與結構泄漏率的關系。

1 結霧現象描述

機載導彈光電導引頭(以下簡稱導引頭)結構如圖1所示。導引頭在溫度、濕度受控環(huán)境條件下進行裝配、密封、檢漏,最后向導引頭艙體內部充入高純氮氣,氣壓一般為100 kPa。

圖1 光電導引頭艙體結構示意圖Fig.1 Structure diagram of photoelectric seeker cabin

2 機理分析

在溫度循環(huán)測試的降溫過程中,導引頭整流罩內壁有霧氣(霜)析出,說明此時導引頭艙體內的水汽密度已經大于-40 ℃下飽和水汽密度(表1為典型溫度下飽和水汽密度,-40 ℃時其數值為0.102 g/m3),同時根據導引頭結構特征,整流罩材料表面具有更高的親水性,使得析出的水汽優(yōu)先在整流罩內壁凝結[11]。根據產品試制工藝要求,實驗測試前導引頭艙體內已被充入高純氮氣,實際測試高純氮氣露點低于-60 ℃,同時在溫度循環(huán)實驗初始溫度循環(huán)中并未觀察到整流罩內壁的結霧現象,表明實驗初始階段導引頭艙體內的水汽密度低于-40 ℃下飽和水汽密度,也就是說在溫度循環(huán)測試過程中,必然存在外部環(huán)境空氣中的水汽進入到了導引頭艙體內,隨著循環(huán)次數的增加,艙內的水汽含量逐漸升高,當艙內水汽含量逐步累積超過某一溫度條件下飽和水汽密度時,導致整流罩內壁出現結霧現象。

表1 溫度與飽和水汽密度Table 1 Temperature and saturated vapor density

為進一步定量評估導引頭艙體密封性能,抽取同批次、同狀態(tài)5具測試狀態(tài)導引頭,根據對航天產品常用泄漏檢測方法[12],并結合產品使用工況,壓差為50 kPa、溫度為25 ℃使用氦質譜檢測方法對導引頭進行定量檢測產品泄漏率,檢測結果見表2。

表2 導引頭泄漏率檢測結果Table 2 Leakage rate detection results of seeker

3 計算分析

由于實際的導引頭殼體組件無法做到絕對密封(總會存在一定量的泄漏率),根據理想氣體狀態(tài)方程

PV=nRT

(1)

式中:P為導引頭艙體內部氣體絕對壓強;V為艙體內部容積,文中取為0.58×10-3m3;n為氣體的物質的量;R為氣體摩爾常數8.314 3 J/(K·mol);T為氣體熱力學溫度。由式(1)可計算得到溫度循環(huán)條件下導引頭艙內的氣體壓強變化:60 ℃溫度時,內部壓強為111.74 kPa;-40 ℃溫度時,內部壓強為78.2 kPa?？芍?溫度循環(huán)測試過程中密封艙體內氣體壓強將產生超過30%的變化,在溫度循環(huán)時密封結構的呼吸作用下,溫箱內的水汽可能會進入導引頭艙體內部,導致整流罩內壁起霧。

為了驗證呼吸作用導致導引頭內部進入水汽,并定量分析水汽含量,文中設定簡化的溫度循環(huán)模型進行計算分析。

假設:1)溫度循環(huán)過程中各循環(huán)進入的水汽量相等;2)低溫存儲過程中,外部溫箱內空氣濕度為80%(相對濕度);3)忽略溫度變化過程中的呼吸作用情況。

由表2可知導引頭在常溫和50 kPa壓差條件下,導引頭的泄漏率Q在7.8×10-4～4.5×10-3Pa·m3/s之間,氣體分子沿漏孔的流動狀態(tài)為粘滯流,泄漏率Q可表示為[13-14]:

Q=CPg

(2)

式中:C為與漏孔自身結構有關的待定常數;Pg導引頭艙內氣體相對壓強。

本文針對列車運營日計劃編配問題，提出一種基于改進的最優(yōu)-最差蟻群算法的車次與車組號匹配算法，實現車組均衡運用，為后續(xù)的列車運營日計劃安排提供依據。

由式(2)可得,在恒溫存儲過程中導引頭艙體內氣體壓強變化ΔP可表示為:

ΔP=-QΔt/V=-CPΔt

(3)

式中Δt為時間變化量。

由式(3)可得,在恒溫存儲過程中艙體內氣體相對壓強Pg可由如下公式計算:

(4)

式中P1為恒溫存儲過程艙體內氣體初始相對壓強。

一個溫度循環(huán)過程中,由呼吸作用引入導引頭艙內水汽含量m可由下式近似計算:

m=φF(P1-P2)V/Pc

(5)

式中:φ為相對濕度,取值為80%;F為低溫-40 ℃條件下飽和水汽密度;P1為低溫(-40 ℃)存儲開始前導引頭艙體內氣體相對壓強;P2為低溫存儲結束后艙體內氣體相對壓強;Pc為外部環(huán)境大氣壓強,取值為105Pa。

將式(2)、式(4)、式(5)聯立,可得:

(6)

艙體內水汽密度達到-40 ℃條件下飽和水汽密度所需的循環(huán)次數g為:

(7)

圖2為在溫度循環(huán)測試條件下不同泄漏率導引頭艙體內部達到-40 ℃飽和水汽密度所需循環(huán)次數與單次循環(huán)引入水含量曲線。由圖2可知,在-40 ℃～60 ℃的溫度循環(huán)中,泄漏率為4.5×10-3Pa·m3/s時,僅需4.4次即可使導引頭內部水汽含量達到飽和狀態(tài);隨泄漏率降低,呼吸作用強度迅速減少,結合式(6)可知,密封結構呼吸作用的強度(單次引入水量)與泄漏率成指數級正相關;當泄漏率指標低于10-5Pa·m3/s后,所需循環(huán)次數急速增加,當泄漏率為10-6Pa·m3/s時,所需循環(huán)次數將超過5 000。

圖2 不同泄漏率條件下產品內部結霧所需循環(huán)次數與單次循環(huán)引入水含量曲線Fig.2 Curve of the number of cycles required for internal fogging of the product and the water content introduced in a single cycle under different leakage rates

根據計算分析,導引頭艙體密封性差,泄漏率過大,在溫度循環(huán)過程中的呼吸作用下,溫箱內水氣進入艙體內部,是導致導引頭內部結霧現象的主要原因。因此對導引頭殼體組件各密封結構進行了改進設計,經測試改進后在常溫50 kPa壓差條件下,導引頭的泄漏率Q低于1×10-6Pa·m3/s。

4 實驗驗證

選取15具導引頭進行實驗驗證,其中No.1～No.10為密封結構改進后樣機,No.11～No.15為原狀態(tài)樣機。在溫度為25 ℃,壓彈差為50 kPa條件下,15具導引頭產品泄漏率檢測結果見表3。

表3 15具導引頭樣機泄漏率檢測結果Table 3 Leakage rate test results of 15 seeker prototypes

按溫度循環(huán)篩選試驗條件對15具樣機進行測試,實驗結果如表4所示,其中,No代表不出現結霧現象;Yes代表出現結霧現象。由測試結果可知,前三次循環(huán)兩種狀態(tài)15具樣機均未出現整流罩內壁結霧現象;在第四次循環(huán)中原狀態(tài)5具樣機中No.11,No.12,No.14樣機整流罩內壁開始出現水霧(霜)凝結;在第五次循環(huán)中原狀態(tài)5具樣機中No.13、No.15樣機也開始出現整流罩內壁起霧現象;在第六至八次循環(huán)過程中原狀態(tài)5具樣機整流罩內壁起霧現象重復出現;密封結構改進后的No.1～No.10樣機在8次溫度循環(huán)測試過程中均未出現整流罩內壁結霧現象,進一步將溫度循環(huán)次數增加至24次后No.1～No.10樣機整流罩內壁仍未出現結霧現象。

表4 溫度循環(huán)對比實驗結果Table 4 Temperature cycle comparison test results

實驗結果表明在溫度循環(huán)過程中的呼吸作用下,溫箱內水氣進入艙體內部,是導致導引頭內部結霧現象的主要原因;呼吸作用的強弱與導引頭艙體密封結構泄漏率指標密切相關,泄漏率越高,呼吸作用越強,在溫度循環(huán)中越容易出現結霧現象;當導引頭殼體結構泄漏率低于1×10-6Pa·m3/s時,能夠有效降低溫度循環(huán)過程中呼吸作用導致的氣體交換速度,將溫度循環(huán)篩選過程中氣體交換總量控制在可接受的范圍內。

5 結論

文中對光電導引頭在溫度循環(huán)條件下艙體內部出現低溫結霧現象的形成機理進行了理論分析和實驗研究,對光電導引頭密封結構的呼吸作用及內外部水汽交換進行了定量計算分析,針對不同泄漏率狀態(tài)的15具導引頭樣機進行了實驗驗證。研究結果表明:

1)導引頭艙體密封性差,泄漏率過大,在溫度循環(huán)過程中的呼吸作用下,外部水氣進入艙體內部,是導致導引頭內部結霧現象的主要原因;

2)呼吸作用的強弱與導引頭艙體密封結構泄漏率指標密切相關,泄漏率越高,呼吸作用越強,在溫度循環(huán)篩選中越容易出現結霧現象;

3)當導引頭艙體結構泄漏率低于1×10-6Pa·m3/s時,能夠有效降低溫度循環(huán)過程中的呼吸作用導致的氣體交換速度,將溫度循環(huán)篩選中氣體交換總量控制在可接受的范圍內。

同時,還需要指出的是,在實際使用環(huán)境中,結霧現象還與環(huán)境溫度變化的幅度、快速性等邊界條件劇烈變化程度等有關,更精確的研究需考慮這些因素。