劉朋科，楊雕，許耀峰，寧變芳，王軍，劉歡

(西北機(jī)電工程研究所，陜西 咸陽(yáng) 712099)

0 引言

火炮射擊過(guò)程中身管承受非常復(fù)雜的瞬態(tài)載荷環(huán)境，包括高溫、高壓、高速氣流沖刷、彈炮摩擦、化學(xué)侵蝕等，主要涉及熱因素、化學(xué)因素及機(jī)械因素。身管在上述因素耦合下產(chǎn)生燒蝕、磨損、裂紋等，使得內(nèi)膛幾何形狀發(fā)生改變、徑向尺寸逐漸擴(kuò)大，其中膛線(xiàn)起始部最嚴(yán)重，通常以膛線(xiàn)起始部向前 25.4 mm 處的內(nèi)膛徑向擴(kuò)大量作為評(píng)判身管壽命的標(biāo)準(zhǔn)，當(dāng)此處徑向擴(kuò)大量達(dá)到某一臨界值時(shí)，判定身管壽命終止。在影響身管內(nèi)膛徑向擴(kuò)大量的因素中，熱是一個(gè)起主導(dǎo)、控制作用的因素，火藥氣體的高溫可以使身管表面熔化、產(chǎn)生相變，使膛壁材料的機(jī)械強(qiáng)度，硬度降低、進(jìn)而促使磨損、變形、產(chǎn)生熱裂等。因此，研究火炮射擊過(guò)程中身管溫度及梯度規(guī)律，對(duì)優(yōu)化身管結(jié)構(gòu)、身管壽命機(jī)理具有重要意義。

文獻(xiàn)[9]對(duì)某火炮連續(xù)射擊過(guò)程中的身管溫度場(chǎng)進(jìn)行了仿真，獲得身管內(nèi)外壁的分布規(guī)律及其影響因素。文獻(xiàn)[10]采用熱- 結(jié)構(gòu)耦合的方法，對(duì)連發(fā)射擊過(guò)程身管等效應(yīng)力和溫度分布進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)身管最大膛壓點(diǎn)附近吸收熱量最多、溫度最高，距內(nèi)壁深0.3 mm的范圍全等效應(yīng)力最大。文獻(xiàn)[11]對(duì)某大口徑轉(zhuǎn)管機(jī)槍身管溫度及應(yīng)力進(jìn)行研究，獲得了身管在高頻循環(huán)動(dòng)態(tài)熱載荷和瞬態(tài)膛壓載荷共同作用下的溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)分布。文獻(xiàn)[12]建立了自動(dòng)步槍身管三維傳熱模型，模型中包含內(nèi)壁鍍鉻層，獲得了連續(xù)射擊過(guò)程中的身管溫度場(chǎng)。文獻(xiàn)[13]采用有限元方法建立了某大口徑火炮身管三維數(shù)值模型，定義了熱力載荷邊界隨彈丸運(yùn)動(dòng)而變化的動(dòng)態(tài)過(guò)程，得到了首發(fā)彈丸射擊條件下身管溫度分布演化過(guò)程。然而從已有文獻(xiàn)來(lái)看，對(duì)于膛線(xiàn)結(jié)構(gòu)及表面微米級(jí)的溫度分布及傳遞規(guī)律研究工作還相對(duì)較少。

本文針對(duì)155 mm火炮身管在高溫火藥氣體作用下膛線(xiàn)表層溫度及其梯度規(guī)律問(wèn)題，以膛內(nèi)燃燒及傳熱過(guò)程計(jì)算獲得膛線(xiàn)起始部?jī)?nèi)壁面溫度載荷為輸入，結(jié)合身管樣件鍍鉻層沿膛線(xiàn)橫截面厚度分布檢測(cè)結(jié)果，建立膛線(xiàn)起始部向前25.4 mm處有、無(wú)鍍鉻層的身管熱- 結(jié)構(gòu)耦合動(dòng)力學(xué)模型，研究溫度沿身管膛線(xiàn)結(jié)構(gòu)、內(nèi)膛表層分布；對(duì)比不同陽(yáng)線(xiàn)棱邊倒角、內(nèi)膛鍍鉻等對(duì)膛線(xiàn)溫度分布規(guī)律的影響，定量掌握膛線(xiàn)表層溫度的分布及影響規(guī)律，為揭示身管壽命機(jī)理及內(nèi)膛鍍鉻優(yōu)化提供支撐。

1 身管熱- 結(jié)構(gòu)耦合模型

1.1 身管軸對(duì)稱(chēng)平面應(yīng)變模型

以155 mm身管為研究對(duì)象，根據(jù)身管結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，身管長(zhǎng)為8 060 mm，是典型的厚壁圓筒結(jié)構(gòu)，身管熱- 結(jié)構(gòu)耦合模型可簡(jiǎn)化為1/4平面應(yīng)變模型?？紤]到膛線(xiàn)深度僅1～2 mm，火藥氣體高溫導(dǎo)致的身管內(nèi)膛表層溫度梯度極大等因素，對(duì)膛線(xiàn)局部進(jìn)行細(xì)化，選用高階單元、內(nèi)膛表面尺寸為10 μm，細(xì)化后的身管熱- 結(jié)構(gòu)耦合軸對(duì)稱(chēng)平面應(yīng)變計(jì)算模型如圖1所示。

圖1 身管熱- 結(jié)構(gòu)耦合平面應(yīng)變計(jì)算模型Fig.1 Plane strain computational model of thermal and structure coupling for barrel

1.2 內(nèi)膛鍍鉻身管軸對(duì)稱(chēng)平面應(yīng)變模型

由于鍍鉻工藝存在鉻層沉積尖端效應(yīng)，同時(shí)身管內(nèi)膛陰、陽(yáng)線(xiàn)表面離陽(yáng)極距離不同，導(dǎo)致鍍層沿膛線(xiàn)截面不同位置厚度分布存在一定的差異，且膛線(xiàn)越深、厚度差越大，若在膛線(xiàn)橫截面采用相同的鍍鉻層厚度將影響身管溫度仿真結(jié)果。因此首先參考現(xiàn)役坦克炮身管鍍鉻工藝，對(duì)一段155 mm身管進(jìn)行內(nèi)膛鍍鉻研究，如圖2所示。然后對(duì)身管取樣進(jìn)行金相分析，采用掃描電子顯微鏡(SEM)檢測(cè)鉻層厚度沿膛線(xiàn)截面的分布規(guī)律。測(cè)量位置點(diǎn)～如圖3所示，鍍層厚度測(cè)量結(jié)果如表1所示。

圖2 155 mm短身管Fig.2 Short barrel of 155 mm gun

圖3 SEM測(cè)量厚度位置Fig.3 Position of thickness measurement in SEM

表1 鉻層厚度沿膛線(xiàn)截面分布Tab.1 Distribution of chromium layer thickness along rifling section

依據(jù)表1中實(shí)測(cè)鍍鉻層沿膛線(xiàn)橫截面厚度分布規(guī)律，建立鉻層與基體熱—結(jié)構(gòu)耦合軸對(duì)稱(chēng)平面應(yīng)變計(jì)算模型(見(jiàn)圖4)。

圖4 鍍鉻身管熱- 結(jié)構(gòu)耦合平面應(yīng)變計(jì)算模型Fig.4 Plane strain computational model of thermal and structure coupling for chromium plated barrel

1.3 材料參數(shù)

身管基體材料及鉻層常溫下熱、力學(xué)參數(shù)如表2所示。

表2 身管基體及鉻層熱、力學(xué)參數(shù)Tab.2 Thermal and mechanical parameters of barrel substrate and chromium material

不同溫度下身管材料的實(shí)測(cè)力學(xué)性能變化曲線(xiàn)如圖5所示。鉻層材料力學(xué)性能變化關(guān)系根據(jù)強(qiáng)度、彈性模量等簡(jiǎn)化為雙線(xiàn)性模型，如圖6所示。

圖5 不同溫度下身管材料應(yīng)力- 應(yīng)變曲線(xiàn)Fig.5 Stress-strain curves of barrel material at different temperatures

圖6 不同溫度下鉻層應(yīng)力- 應(yīng)變曲線(xiàn)Fig.6 Stress-strain curves of chromium material at different temperatures

1.4 邊界條件

以155 mm火炮膛內(nèi)燃燒及傳熱過(guò)程計(jì)算獲得膛線(xiàn)起始部?jī)?nèi)壁面溫度及膛壓載荷為輸入。身管傳熱模型采用軸對(duì)稱(chēng)非穩(wěn)態(tài)熱傳導(dǎo)方程，其中火藥氣體對(duì)身管的熱輸入主要考慮火藥氣體旺盛湍流對(duì)流換熱。身管熱傳導(dǎo)微分方程如(1)式所示：

(1)

式中：為溫度；為時(shí)間；為熱擴(kuò)散率；為半徑；為軸向距離。

邊界條件如下：

(2)

式中：表示換熱系數(shù)；、分別表示身管內(nèi)半徑、外半徑；為火藥氣體與身管內(nèi)壁之間的熱流密度，=·2·(-)，為努塞爾數(shù)，=008·08·04，為雷諾數(shù)，為普朗特?cái)?shù)，為身管內(nèi)表面溫度，為火藥氣體溫度；為周?chē)諝馀c身管外壁之間的熱流密度，=·2·(-)，=0480404，為格拉曉夫數(shù)，為身管外表面溫度，為周?chē)橘|(zhì)溫度。

通過(guò)計(jì)算獲得身管內(nèi)壁面溫度曲線(xiàn)如圖7所示。

圖7 身管內(nèi)壁面溫度- 時(shí)間曲線(xiàn)Fig.7 Temperature curve of inner surface of barrel

從圖7中可以看出，身管內(nèi)膛表面溫度的最高值接近1 500 ℃。這是因?yàn)闇囟雀哌_(dá)3 000 K的燃?xì)饬髯饔糜谏砉?，與內(nèi)膛表面發(fā)生強(qiáng)烈的湍流對(duì)流換熱，身管內(nèi)膛表面溫度取決于該位置處火藥氣體的溫度與速度。彈丸膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)時(shí)期燃?xì)饬鳒囟?、速度較大，使得內(nèi)膛表面迅速升溫至1 500 ℃，但由于彈丸膛內(nèi)時(shí)間僅十幾毫秒，彈丸出炮口后膛內(nèi)燃?xì)饬魉俣取囟燃眲∠陆?，身管不再有熱輸入，僅存在溫度沿身管徑向的熱傳導(dǎo)，產(chǎn)生較大的徑向溫度梯度。因此，身管內(nèi)膛溫度具有大幅值、窄脈寬的瞬態(tài)特征。

基于射擊試驗(yàn)，采用盲孔測(cè)溫法結(jié)合溫度外推的方法，對(duì)火炮射擊過(guò)程坡膛處內(nèi)壁溫度進(jìn)行了測(cè)試和仿真計(jì)算，溫度測(cè)試與仿真計(jì)算結(jié)果最大值誤差為34，驗(yàn)證了計(jì)算模型的準(zhǔn)確性。

2 膛線(xiàn)表層溫度仿真結(jié)果

不同時(shí)刻膛線(xiàn)溫度分布如圖8所示。距陽(yáng)線(xiàn)表面不同位置處溫度隨時(shí)間的變化曲線(xiàn)如圖9所示。距陽(yáng)線(xiàn)表面不同位置處溫度最大值隨壁厚的衰減規(guī)律如圖10所示。

圖8 不同時(shí)刻身管溫度分布云圖Fig.8 Temperature distribution of rifling at different time

圖9 距陽(yáng)線(xiàn)表面不同位置溫度- 時(shí)間曲線(xiàn)Fig.9 Change of temperature with time at different positions on the surface of rifling

圖10 距陽(yáng)線(xiàn)表面不同位置處溫度最大值衰減規(guī)律Fig.10 Attenuation law of maximum temperature at different positions on rifling surface

從圖8～圖10中可以看出：火炮發(fā)射過(guò)程中，身管溫度響應(yīng)呈現(xiàn)典型的沖擊特性，沿身管壁厚方向梯度非常大，隨時(shí)間和身管徑向近似以指數(shù)規(guī)律衰減，其中身管內(nèi)壁面溫度約1 498 ℃，距離內(nèi)壁150 μm處溫度約830 ℃，距離內(nèi)壁190 μm處溫度約727 ℃，距離身管內(nèi)壁350 μm處溫度僅剩余470 ℃；身管在1 498 ℃下接近于材料熔點(diǎn)，830 ℃下材料強(qiáng)度約100 MPa，而470 ℃下材料強(qiáng)度相對(duì)較高，約800 MPa。由此可見(jiàn)，火炮射擊過(guò)程中身管內(nèi)膛表面溫度梯度可能導(dǎo)致幾百微米表層材料相變、軟化等，加速身管燒蝕、磨損、開(kāi)裂等缺陷，在彈炮摩擦和燃?xì)鉀_刷下形成微剝離，逐發(fā)射擊累積造成內(nèi)徑擴(kuò)大。

圖11所示為陽(yáng)線(xiàn)不同位置溫度提取點(diǎn)。一定厚度處陽(yáng)線(xiàn)棱邊及中間位置溫度隨時(shí)間變化曲線(xiàn)如圖12所示。

圖11 陽(yáng)線(xiàn)不同位置處溫度提取點(diǎn)Fig.11 Temperature extraction points at different positions of rifling

圖12 陽(yáng)線(xiàn)棱邊及中間位置處溫度- 時(shí)間曲線(xiàn)Fig.12 Changing curves of temperature with time at the edge and middle positions of rifling

從圖11和圖12中可以看出：陽(yáng)線(xiàn)棱邊處存在明顯的熱累積現(xiàn)象，相比于同樣厚度處的陽(yáng)線(xiàn)上表面位置，溫度可高出300 ℃以上。這是因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)尖端熱效應(yīng)，溫度向陽(yáng)線(xiàn)棱邊積聚而導(dǎo)致的。因此在火炮射擊過(guò)程中身管陽(yáng)線(xiàn)棱邊表層材料強(qiáng)度相比陽(yáng)線(xiàn)表面低，故棱邊相比陽(yáng)線(xiàn)表面在彈帶磨損和氣流沖刷下更易出現(xiàn)燒蝕磨損。

3 內(nèi)膛鍍鉻對(duì)膛線(xiàn)表層溫度分布的影響

圖13所示為鉻層與基體結(jié)合面溫度提取位置。圖13中，點(diǎn)為陰線(xiàn)倒角處鉻層與基體結(jié)合位置，點(diǎn)為膛線(xiàn)側(cè)面中間處鉻層與基體結(jié)合位置，點(diǎn)為陽(yáng)線(xiàn)表面中間處鉻層與基體結(jié)合位置。膛線(xiàn)截面不同位置鉻層與基體結(jié)合面處的溫度曲線(xiàn)如圖14所示。

圖13 鉻層與基體結(jié)合面溫度提取位置Fig.13 Temperature extraction points at the interface between chromium layer and substrate

圖14 鉻層與基體結(jié)合面溫度曲線(xiàn)Fig.14 Changing curves of temperature at the interface between chromium layer and substrate

從圖13和圖14中可以看出，膛線(xiàn)側(cè)面中間處鉻層與基體結(jié)合位置溫度最高，陽(yáng)線(xiàn)表面中間處鉻層與基體結(jié)合位置溫度最低，相差約230 ℃。這是因?yàn)樘啪€(xiàn)截面不同位置的鉻層厚度不同，其中陽(yáng)線(xiàn)倒角處鉻層厚度最厚，溫度主要由鉻層承受，鉻層與基體結(jié)合面溫度最低；而陽(yáng)線(xiàn)側(cè)面中間雖然鉻層厚度相比陰線(xiàn)倒角處厚，但由于陽(yáng)線(xiàn)棱邊的熱累積影響，導(dǎo)致該處溫度最高。

鍍鉻身管距陽(yáng)線(xiàn)表面不同位置處溫度最大值隨壁厚的衰減規(guī)律對(duì)比如圖15所示。

圖15 鍍鉻身管距陽(yáng)線(xiàn)表面不同位置處溫度最大值衰減規(guī)律對(duì)比Fig.15 Attenuation law of maximum temperature at different positions on rifling surface of chrome plated barrel

從圖15中可以看出：鍍鉻身管相比無(wú)鍍身管，其內(nèi)膛高溫環(huán)境主要由鉻層承受，使得基體溫度可降低約400 ℃；鉻的熔點(diǎn)(1 875 ℃～1 920 ℃)高于炮鋼(1 538 ℃)；相同溫度下鉻的強(qiáng)度也高于炮鋼(見(jiàn)圖5、圖6)，因此鍍鉻層可起到較為明顯的隔熱作用。

4 不同陽(yáng)線(xiàn)棱邊倒角對(duì)膛線(xiàn)表層溫度分布的影響

為降低陽(yáng)線(xiàn)棱邊熱累積及鉻層堆積，研究了陽(yáng)線(xiàn)棱邊倒角分別為03 mm、04 mm、05 mm情況下膛線(xiàn)溫度的分布規(guī)律。不同陽(yáng)線(xiàn)棱邊倒角如圖16所示。

圖16 陽(yáng)線(xiàn)棱邊不同倒角Fig.16 Chamfering of rifling edge

陽(yáng)線(xiàn)棱邊不同倒角位置處溫度隨時(shí)間變化曲線(xiàn)如圖17所示。

圖17 陽(yáng)線(xiàn)棱邊不同倒角位置溫度隨時(shí)間變化曲線(xiàn)Fig.17 Changing curves of temperature at different chamfering positions of rifling edge

從圖17中可見(jiàn)，陽(yáng)線(xiàn)棱邊倒角后熱累計(jì)現(xiàn)象有明顯減弱，約降低100 ℃左右，溫度的降低可有效減緩身管材料強(qiáng)度的下降，提高陽(yáng)線(xiàn)棱邊的抗彈帶磨損和氣流沖刷能力，但倒角大小對(duì)棱邊溫度影響較小。

5 計(jì)算結(jié)果與身管內(nèi)膛損傷狀態(tài)對(duì)比分析

通過(guò)對(duì)射擊一定發(fā)數(shù)的155 mm火炮身管取樣進(jìn)行微觀(guān)組織分析，發(fā)現(xiàn)內(nèi)膛由于高溫作用導(dǎo)致表層形成厚度約100～200 μm、硬度約700 HV的熱影響硬化層。根據(jù)金屬材料鐵碳合金相圖，身管材料含碳量約03，當(dāng)溫度大于恒溫轉(zhuǎn)變線(xiàn)(727 ℃)時(shí)開(kāi)始發(fā)生相變，使得鐵素體至奧氏體轉(zhuǎn)變，當(dāng)溫度約大于830 ℃時(shí)為鐵素體完全轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體。因此從膛線(xiàn)表層熱影響層厚度分析，基體與熱影響層交界處的溫度約在727 ℃～830 ℃附近。由圖10的計(jì)算結(jié)果可以看出，727 ℃時(shí)對(duì)應(yīng)的位置為190 μm、830 ℃時(shí)對(duì)應(yīng)的位置為150 μm，與圖18中測(cè)量的熱影響層厚度165 μm接近。

圖18 陽(yáng)線(xiàn)表面熱影響層厚度Fig.18 Thickness of heat affected layer on rifling surface

從溫度在陽(yáng)線(xiàn)棱邊存在熱累積現(xiàn)象分析，陽(yáng)線(xiàn)棱邊的熱影響層會(huì)明顯加厚，檢測(cè)結(jié)果如圖19所示。陽(yáng)線(xiàn)棱邊在彈帶磨損和氣流沖刷下將首先出現(xiàn)損傷，檢測(cè)結(jié)果如圖20所示。

圖19 陽(yáng)線(xiàn)棱邊熱影響層分布Fig.19 Thickness of heat affected layer on rifling edge

圖20 陽(yáng)線(xiàn)棱邊損傷圖Fig.20 Edge damage of rifling

6 結(jié)論

本文以155 mm火炮身管為研究對(duì)象，建立了熱- 結(jié)構(gòu)耦合動(dòng)力學(xué)模型，對(duì)膛線(xiàn)表層溫度及其梯度進(jìn)行了仿真研究。得出以下主要結(jié)論：

1) 身管溫度響應(yīng)呈現(xiàn)典型的瞬態(tài)特性，隨時(shí)間和身管徑向快速衰減。由內(nèi)表面接近1 500 ℃迅速衰減到距離內(nèi)壁190 μm左右的727 ℃以上。

2) 陽(yáng)線(xiàn)棱邊存在明顯的熱累積現(xiàn)象，比陽(yáng)線(xiàn)上表面溫度高出300 ℃以上，是造成陽(yáng)線(xiàn)棱邊首先出現(xiàn)損傷的重要原因；陽(yáng)線(xiàn)棱邊倒角后熱累計(jì)現(xiàn)象明顯減弱，約降低100 ℃左右。

3) 內(nèi)膛鍍鉻后陽(yáng)線(xiàn)基體表面溫度可降低約400 ℃，可起到較好的隔熱效果。