張國平, 王茂林, 楊 東, 朱文芳, 劉 彥
(西北機電工程研究所,陜西 咸陽 712099)
某小口徑火炮在身管壽命考核試驗中,采用相同的射擊規(guī)范,自動機B身管的壽命僅為自動機A的64%~70%。兩種自動機身管的材料、內(nèi)膛結(jié)構(gòu)和工藝完全相同,使用彈藥的彈道性能基本相同。唯一不同的是自動機A的額定射速為550發(fā)/min,自動機B的額定射速為1 000發(fā)/min。
筆者以射擊過程中身管外壁溫度測試結(jié)果為基礎,對身管溫度分析程序中的計算參數(shù)進行復核,然后對身管內(nèi)膛溫升進行熱分析計算。從身管溫升角度,用類比法,估算自動機B身管的壽命,并分析其壽命降低的原因。根據(jù)身管內(nèi)膛壁溫度不得超過其材料相變的臨界溫度點原則,制定合理的射擊規(guī)范。
身管壽命系指火炮以最大允許發(fā)射速度射擊(或控制身管、駐退液溫度不超過規(guī)定的極限溫度),直至身管喪失戰(zhàn)斗性能瞬間所發(fā)射的全裝藥最少彈數(shù)。以彈帶削光、彈丸在彈道上失去穩(wěn)定、初速下降、初速或然誤差增大、射擊精度變差,不能完成作戰(zhàn)目的為表征[1]。
身管壽命判定準則:凡出現(xiàn)下述情況之一的,即認為身管壽命終止[2]:
1)初速下降量超過5%。
2)立靶上出現(xiàn)橫彈數(shù)超過50%。
3)彈丸導帶全部削光,無膛線印痕。
4)立靶散布試驗值超過指標的8倍[1]。
5)射擊試驗中,某一特征量超過戰(zhàn)術(shù)技術(shù)指標中規(guī)定的壽命標準[2]。
試驗表明,該種火炮身管壽命告終的明顯特征是出現(xiàn)橫彈、彈丸導帶全部削光。
影響身管壽命的主要因素是發(fā)射過程中對身管內(nèi)膛的作用,主要表現(xiàn)在:熱應力和化學作用、火藥氣體的沖刷和燒蝕作用、彈丸對膛線的機械磨損作用。在高溫狀態(tài)下,內(nèi)膛表面金屬已發(fā)生相變(如圖1所示)。
在連發(fā)射擊過程中,內(nèi)膛表面溫度的變化為鋸齒形,彈丸在膛內(nèi)運動和后效期期間,內(nèi)表面溫度升到該發(fā)射彈時的極大值,然后下降。下一發(fā)射彈時內(nèi)表面的溫度高于前一發(fā)射彈開始時的溫度,并不斷重復這一過程(如圖2所示)。
當連發(fā)射彈時,擊發(fā)瞬時內(nèi)膛表面溫度變化為O-K-D曲線,身管內(nèi)膛表面溫度超過臨界狀態(tài)D(身管回火溫度),身管磨損加劇。因此為了提高身管壽命,連發(fā)擊發(fā)瞬時內(nèi)膛表面溫度應在亞臨界溫度值(如臨界溫度的90%,圖2中A點)以下,等身管冷卻后繼續(xù)射擊(例如按擊發(fā)瞬時內(nèi)膛表面溫度變化O-A-B-C曲線方式射擊)。同時瞬時最高溫度G也不得超過身管材料的熔點。
上述3種因素對身管的燒蝕過程是相互作用的,熱為氣體和金屬的化學反應提供了高溫條件,氣體沖刷、彈丸對內(nèi)膛的機械磨損也因金屬受熱軟化而加劇[3-4]。
自動機A、B的內(nèi)彈道計算初始參數(shù)見表1。
表1 自動機A、B的內(nèi)彈道計算參數(shù)
1)身管內(nèi)壁條件為:在內(nèi)彈道過程開始至后效期結(jié)束,身管內(nèi)壁與膛內(nèi)火藥燃燒氣體進行對流換熱、輻射換熱,根據(jù)兩相流內(nèi)彈道理論計算得出的膛內(nèi)氣體溫度,通過換熱計算得出身管內(nèi)壁沿軸向的溫度分布;后效期結(jié)束后身管內(nèi)壁視為絕熱情況。
2)身管外壁條件為:身管外壁表面與周圍環(huán)境進行自然對流換熱。
2.3.1 與身管口部溫度測試結(jié)果的擬合計算對比
為了驗證計算程序和選取參數(shù)的正確性,按身管口部溫度測試結(jié)果進行了符合計算。在身管口部200 mm處的外壁上,對其表面溫度進行了連續(xù)測量,測試結(jié)果與計算結(jié)果的對比情況見表2。
表2 測試結(jié)果與計算結(jié)果的對比
由表2可看出,計算結(jié)果在射擊結(jié)束短時間內(nèi)與試驗結(jié)果偏差較小,但隨著時間的推移,計算值比實測值低一些。原因是計算模型中假設緊靠身管外側(cè)的空氣溫度為常溫,而實際上隨著時間推移,緊靠身管外側(cè)的空氣溫度不斷增加,身管外壁面與周圍環(huán)境進行自然對流換熱,邊界條件和初始條件已發(fā)生變化。
2.3.2 自動機A、B的身管溫度計算結(jié)果
分別對自動機A、B的連發(fā)射擊過程進行了身管內(nèi)膛溫度分析計算。連發(fā)射擊情況下,每發(fā)擊發(fā)瞬間身管內(nèi)壁最高溫度情況見表3。身管線膛起始點(下稱A斷面)內(nèi)壁溫度情況見表4。
表3 33連發(fā)擊發(fā)瞬間身管內(nèi)壁最高溫度情況
注:1.溫度差=自動機B身管溫度-自動機A身管溫度。2.溫度差平均值為65.5℃,標準差為5.25℃。
表4 33連發(fā)擊發(fā)瞬間身管A斷面內(nèi)壁溫度變化情況
注:1.溫度差=自動機B的身管溫度-自動機A的身管溫度。2.溫度差平均值為60.0℃,標準差為5.37℃。
自動機B連發(fā)射擊A斷面身管壁溫度的徑向分布規(guī)律見圖3(圖中曲線自下而上分別為第1至第15發(fā))和圖4。
不同點射長度射擊結(jié)束后身管內(nèi)壁溫度沿軸向的分布規(guī)律見圖5(圖中曲線自下而上分別為第1、4、7、10、15、20、25、30、33發(fā))。身管內(nèi)壁A斷面溫度隨射擊發(fā)數(shù)的變化曲線見圖6。
從上述身管熱分析計算圖表中可以看出:
1) 連發(fā)射擊過程中,擊發(fā)瞬時身管內(nèi)膛表面溫度近似按指數(shù)規(guī)律不斷升高;1次點射結(jié)束,其溫度又按指數(shù)規(guī)律下降。
2) 擊發(fā)瞬時身管A斷面的內(nèi)膛溫度較高;在某一瞬時,身管內(nèi)膛表面溫度沿身管軸線從后向前呈下降趨勢。
3)射速愈高,身管內(nèi)膛表面的溫升愈快愈高。
在身管材料、內(nèi)膛結(jié)構(gòu)、彈藥條件和加工工藝相同條件下,僅考慮由于溫升引起內(nèi)膛燒蝕磨損的身管壽命。以自動機A身管壽命為基礎,采用類比等效原則,估算自動機B的身管壽命。兩種自動機連續(xù)射擊5、10、15、33發(fā)的情況下(見表4和表5),加權(quán)平均溫度差TW經(jīng)計算平均值為73.98℃,其中加權(quán)系數(shù)身管壽命試驗中各種點射的射彈發(fā)數(shù)統(tǒng)計結(jié)果確定的。
表5 自動機A、B身管擊發(fā)瞬間A斷面溫差平均值
身管壽命估算公式基于影響身管壽命的諸多因素,根據(jù)已有的試驗數(shù)據(jù)和判定,取舍不同影響因素擬合而成。其中法國學者卡波基于身管材料熱因素和燒蝕磨損因素建立的公式[5]。對于身管內(nèi)膛截面形狀、膛線纏度變化相同的身管來說,壽命告終時膛線直徑的增大量Dm幾乎是一樣的,與身管的射擊規(guī)范無關(guān)?;谏鲜黾僭O,瑞士厄利空公司[3]、Simth、O’Brasky和國內(nèi)學者[4]基于內(nèi)膛燒蝕理論建立了身管壽命估算公式;Simth和O’Brasky估算公式是先基于熱因素求得平均磨損率,然后求出身管壽命的估計值[6]。
身管壽命終結(jié)時內(nèi)膛陽線徑向磨損量達到最大值Δdm,身管壽命N和平均磨損速率W有關(guān):
(1)
Simth和O’Brasky根據(jù)試驗數(shù)據(jù)得出的身管平均磨損速率估算的模型為:
W=AeαTW
(2)
連發(fā)射擊的身管磨損率計算公式為:
W=0.421 6e-0.004 9(TW+Ti)
(3)
式中:A、α為經(jīng)驗常數(shù),與身管的材料和發(fā)射藥的性質(zhì)有關(guān)。
設自動機A的身管壽命為NA,自動機B的身管壽命為NB,于是:
(4)
身管壽命與射擊規(guī)范密切相關(guān),就身管本身而言,取決于身管材料的高溫強度和陽線表面擠壓應力的臨界狀態(tài),即內(nèi)膛瞬時溫度不超過1 250 ℃(材料熔點為1 400 ℃~1 500 ℃)、擊發(fā)瞬間內(nèi)膛表面溫度不超過580 ℃(材料回火溫度值)。
由身管熱分析計算可知,擊發(fā)過程內(nèi)膛表面瞬時高溫(當發(fā)最高瞬時溫度的65%以上)持續(xù)時間不大于5 ms,其作用時間很短。表6給出了擊發(fā)過程內(nèi)膛表面各發(fā)瞬時最高溫度值,及最高溫度與A斷面擊發(fā)瞬間溫度之差的平均值。因此,只要擊發(fā)瞬間內(nèi)膛表面溫度不超過580 ℃,瞬時溫度一般不超過身管材料的熔點,射擊規(guī)范按擊發(fā)瞬間內(nèi)膛表面溫度不超過580 ℃的原則來制定。
表6 身管內(nèi)壁A斷面各發(fā)瞬時最高溫度情況 ℃
注: 兩者之差的平均值:5連發(fā)為784.2 ℃,10連發(fā)為721.0 ℃,15連發(fā)為686.6 ℃,20連發(fā)為663.5 ℃,33連發(fā)為626.3 ℃。
根據(jù)射后身管溫度測試結(jié)果和分析計算結(jié)果,用曲線擬合方法,求得射擊結(jié)束后內(nèi)膛表面溫度隨時間變化的近似擬合公式為:
ΔTj=(TA0-TCW)-(TA0-TCW)e-0.015t
(5)
式中:ΔTj為射擊結(jié)束后t時刻內(nèi)膛表面溫度降,T為從點射最后一發(fā)彈擊發(fā)60 ms后開始計算的時間,TCW為環(huán)境溫度,TA0為點射最后一發(fā)彈擊發(fā)60 ms時的內(nèi)膛表面溫度。
自動機 B在連發(fā)結(jié)束瞬間身管A斷面內(nèi)膛的溫升情況見表7 。
表7 幾種點射結(jié)束瞬間身管A斷面的溫升情況 ℃
根據(jù)不同的點射長度、A斷面對應的溫升ΔTsi和最后一發(fā)結(jié)束后60 ms時的溫度TAoi、停射間隔時間Δti,按下式確定合適的射擊方式和規(guī)范:
(6)
按公式(5)和(6)、表7,可組合成不同的點射方式。表8給出了不同點射組合方式的射擊規(guī)范示例。
表8 不同點射組合方式的射擊規(guī)范示例
在彈藥、身管材料和加工工藝相同條件下,筆者考慮了由于溫升引起內(nèi)膛燒蝕磨損的身管壽命,對射擊過程中身管的溫升進行了熱分析,以自動機A身管壽命為基礎,采用類比等效原則估算,自動機B的身管壽命為自動機A的69.6%,估算結(jié)果與試驗結(jié)果接近。
國軍標規(guī)定連續(xù)點射使身管口部外側(cè)溫度達到400℃時停止射擊,以此方法考核身管壽命。目前炮鋼材料建議射擊規(guī)范應以內(nèi)膛瞬時溫度不超過1 250 ℃、擊發(fā)瞬間內(nèi)膛表面溫度不超過580 ℃為原則來制定。其溫度值用試驗測試值去擬合計算參數(shù),在用身管熱仿真分析求得射擊過程內(nèi)膛(線膛起始段)表面溫度和停射后的溫度下降規(guī)律,以確定每次點射后間隔時間。按此原則確定的射擊規(guī)范比較符合身管的實際使用壽命。
參考文獻(References)
[1] 國防科學技術(shù)工業(yè)委員會.GJB 349.23-1990 常規(guī)兵器定型試驗方法 高射炮 海軍炮[S].1990:27.
Commission of Science Technology and industry for National Defense.GJB 349.23-1990 The methods of conventional weapons approval test. antiaircraft gun. admiralty gun[S].1990:27. (in Chinese)
[2] 國防科學技術(shù)工業(yè)委員會. GJB 2975-1997 火炮壽命試驗方法[S].1997:14.
Commission of Science Technology and industry for National Defense.GJB 2975-1997 The methods of gun life test[S].1997:14. (in Chinese)
[3] 孔國杰,張培林,錢林方,等.一種新的火炮剩余壽命評定方法[J].彈道學報,2010,22(3):21-25.
KONG Guo-jie,ZHANG Pei-lin,QIAN Lin-fang,et al. A new evaluation method for residual life of gun[J].Journal of Ballistics,2010,22(3):21-25.(in Chinese)
[4] 李明濤,崔萬善,姚哲,等.基于內(nèi)表面融化層理論的身管壽命預測方法[J].火炮發(fā)射與控制學報,2009(2):5-8.
LI Ming-tao,CUI Wan-shan,YAO Zhe,et al. Prediction method of barrel life based on inner side melting theory[J]. Journal of Gun Launch & Control,2009(2):5-8.(in Chinese)
[5] Б.В.奧爾洛夫.炮身構(gòu)造與設計[M].王天槐,譯.北京:國防工業(yè)出版社,1982.
Б.В. OpлoB. Configuration and design of gun[M]. WANG Tian-huai,Translated. Beijing:National Defense Industry Press.(in Chinese)
[6] 李明濤.火炮身管壽命預測的分析與研究[D].咸陽:西北機電工程研究所,2009.
LI Ming-tao. Analysis and Prediction of gun life[D].Xianyang:Northwest Institute of Mechanical & Electrical Engineering, 2009. (in Chinese)