沖擊載荷下身管延伸體改進設計及疲勞壽命研究

楊 雕，劉源遠，黃少保，寧變芳，劉朋科

(1.西北機電工程研究所，陜西 咸陽 712099；2.西安昆侖工業(yè)(集團)有限責任公司，陜西 西安 710043)

中小口徑火炮武器系統(tǒng)反應時間短、火力猛、精度高、毀殲概率高、可對付多種來襲目標，并可伴隨輕型高機動部隊實現(xiàn)快速全域機動，擔負伴隨掩護任務，承擔抗擊敵低空、超低空空襲兵器的任務，末端防御作用非常明顯。隨著現(xiàn)代戰(zhàn)爭對中小口徑火炮武器系統(tǒng)射速、威力、質量、機動性等指標要求的不斷提高，其關重件受力環(huán)境也越發(fā)的惡劣，屬于典型的高沖擊、強振動、周期性的復雜載荷環(huán)境，各零部件可靠性及壽命面臨巨大的挑戰(zhàn)[1-2]。

火炮在射擊時，身管延伸體與閂體上的閉鎖齒互相配合實現(xiàn)閉鎖使得身管、閂體和炮尾共同后坐。由于直接承受從藥筒傳遞來的內(nèi)膛火藥氣體的作用力，身管延伸體成為火炮受力最復雜、最惡劣和影響因素最多的部件之一。某小口徑火炮身管延伸體在射擊過程中多次出現(xiàn)累積射彈500發(fā)左右出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，導致其使用壽命不能滿足使用要求，進而影響整個產(chǎn)品的可靠性。

針對上述故障現(xiàn)象，筆者從火藥氣體壓力真實傳遞路徑著手，首先建立了身管與薄壁藥筒大變形的作用模型，綜合考慮了藥筒彈性及塑性變形、藥筒與藥室內(nèi)壁摩擦力、藥筒及藥室肩部向前的分力等因素對傳遞給閂體載荷的影響，獲取藥筒底部的約束反力曲線。以此曲線作為輸入載荷，對身管延伸體進行動態(tài)強度計算，獲得開裂區(qū)域的應力狀態(tài)。然后對該位置進行改進設計，并對改進前后的疲勞裂紋萌生壽命進行計算。最后通過試驗驗證改進設計和疲勞裂紋萌生壽命計算的準確性。

1 閂體所受載荷的獲取

傳統(tǒng)的閂體強度計算時，一般忽略藥筒的影響，將作用的閂體上的力Pt直接簡化為[3]

Pt=ptπd22/4，

(1)

式中：pt為藥室底部火藥燃氣的壓強；d2為藥筒底部的內(nèi)徑。

而實際過程中作用到閂體上的力Ft的傳遞過程如圖1所示。

火藥氣體作用在藥筒及身管內(nèi)壁，經(jīng)藥筒變形后將載荷傳遞給閂體,由于藥筒質量較小，故忽略藥筒慣性力。傳統(tǒng)計算時未考慮藥筒彈性及塑性變形、藥筒與藥室內(nèi)壁摩擦力Fs、藥筒及藥室肩部向前的分力FN等因素。因此，傳統(tǒng)的分析計算方法過于保守，簡化到閂體上的力比實際要偏大[4]。

為獲得更準確的Ft，對考慮上述因素的藥筒和身管裝配模型進行有限元分析。其中忽略結構的非對稱因素，簡化模型為軸對稱模型，考慮到藥筒在射擊過程中的塑性變形，藥筒簡化為雙線性材料模型，身管簡化為線彈性材料模型，具體參數(shù)如表1所示。

表1 藥筒身管材料參數(shù)

約束身管和藥筒底面的軸向位移，在藥筒與身管接觸面之間定義標準接觸，并對身管和藥筒內(nèi)壁施加膛底壓力曲線，身管與藥筒作用模型如圖2所示，膛壓曲線如圖3所示。然后對模型在整個膛壓作用過程中，采用Ansys進行瞬態(tài)動力學計算，提取整個膛壓作用過程中藥筒底面的支反力，即為射擊過程中閂體上所受的載荷，如圖4所示。

從計算結果看出，最大膛壓時刻，藥筒傳遞給閂體的最大載荷為296.19 kN，比傳統(tǒng)計算的載荷371.23 kN約小20%.

2 身管延伸體動態(tài)強度及疲勞壽命計算

2.1 身管延伸體動態(tài)強度計算

為使計算過程與實際工況相符，以后坐部分為研究對象，其中取身管后端局部、身管延伸體和閂體為真實結構，其余部分簡化為同等質量的質點綁定在相應位置處，以確保后坐部分的質量、質心和轉動慣量與實際結構相同。

緩沖器簡化為彈簧施加到身管延伸體與緩沖器連接位置，彈簧剛度1 100 N/mm，預壓力21 kN.身管、身管延伸體和閂體之間按照實際作用關系定義標準接觸。并在身管延伸體與搖架接觸的導軌接觸面上分別施加垂直及左右方向位移約束。模型采用高階二次單元，對重點關心位置進行了網(wǎng)格加密處理，如圖5所示。身管延伸體和閂體的材料相同，根據(jù)拉伸試驗所獲得的材料屈服及強度極限，將材料簡化為雙線性模型，應力-應變曲線如圖6所示，其他參數(shù)如表1所示。閂體受力曲線如圖4所示，施加在閂體與藥筒底接觸位置的表面[5-6]。

對上述模型在后坐過程時間內(nèi)進行求解，最大等效應力時刻身管延伸體局部等效應力計算結果如圖7～8所示。身管延伸體出現(xiàn)最大等效應力的時間為1.214 ms.

通過計算可以看出身管延伸體最大等效應力出現(xiàn)的位置(閉鎖齒根部和讓彈槽邊緣)，與實際過程中一定發(fā)數(shù)后出現(xiàn)裂紋的位置相同。

2.2 身管延伸體疲勞裂紋萌生壽命計算

結構疲勞裂紋萌生壽命的研究方法主要有疲勞損傷累計理論、名義應力法、局部應力應變法、臨界平面法和能量法等。局部應力應變法是在大應變、高應力占主導地位的低周疲勞基礎上發(fā)展起來的壽命估算方法，決定構件壽命的是應力集中處的最大局部應力和應變。身管延伸體受到的射擊載荷作用，類似脈動交變的疲勞載荷，具有大應變、高應力低周疲勞的特征，因此采用局部應力應變法進行疲勞裂紋萌生壽命分析，其交變載荷的循環(huán)特性r=0[7～11].該方法認為：若同種材料制成的構件的危險部位的應力-應變歷程與一個光滑小試件的應力-應變歷程相同，則壽命相同，此方法中局部應力和應變是控制參數(shù)。采用局部應力應變法進行結構疲勞壽命計算，首先計算疲勞危險點的彈塑性應力應變歷程，然后對照材料的疲勞性能數(shù)據(jù)，按照疲勞累積損傷理論進行循環(huán)續(xù)循環(huán)的疲勞損傷的累積，最后得到構件的疲勞壽命。

Manson-Coffin法是廣泛應用的局部應力應變法之一，Manson-Coffin公式如下：

(2)

基于2.1節(jié)身管延伸體動態(tài)強度計算分析結果，對其疲勞裂紋萌生壽命進行計算。計算中考慮了不同表面粗糙度對疲勞裂紋萌生壽命的影響。由于表面粗糙相當于表面有侵入、擠出和形成微觀應力集中，因此縮短了疲勞裂紋形成壽命，降低了疲勞強度，并且對于強度極限越高的材料，其延性往往越差，對缺陷也就越敏感，故對不同表面粗糙度進行對比。不同表面加工系數(shù)β對壽命的影響表示為某種情況試樣的疲勞極限與光滑試樣疲勞極限的比值，β為小于1的系數(shù)。因此根據(jù)不同粗糙度獲得表面加工系數(shù)，從而計算出不同粗糙度下的壽命[17]，具體計算結果如表2所示。

表2 身管延伸體疲勞裂紋萌生壽命

通過計算可以看出：

1)讓彈槽邊緣的疲勞裂紋萌生壽命低于閉鎖齒，且讓彈槽部位的疲勞裂紋萌生壽命與實彈射擊統(tǒng)計的閉鎖齒、讓彈槽開裂的射擊發(fā)數(shù)(500發(fā)左右)基本相同。

2)雖然不同的表面粗糙度對身管延伸體疲勞裂紋萌生壽命有一定的影響，但是對于該壽命不達標的問題，表面粗糙度不是主要影響因素。

故需依靠上述結果重新對身管延伸體進行改進設計。

3 身管延伸體改進設計及計算

根據(jù)原身管延伸體結構的動態(tài)強度和疲勞裂紋萌生壽命計算結果，進行閉鎖齒根部和讓彈槽邊緣改進設計。對身管延伸體閉鎖齒根部采取溝槽設計，并改變閉鎖齒的倒角大小，以降低其應力；對讓彈槽進行根部加厚。改進前后身管延伸體閉鎖齒和讓彈槽布局結構圖如圖9所示。

對改進后的結構采取與第2節(jié)相同的方法進行動態(tài)強度和疲勞裂紋萌生壽命計算，其中表面粗糙度取1.6 μm,與實際相同。

經(jīng)過計算，改進后閉鎖齒局部最大等效應力由原來的1 538.5 MPa降低到1 379.1 MPa，讓彈槽局部最大等效應力由原來的1 509.9 MPa降低到866.87 MPa，均有很大的改善。疲勞裂紋萌生壽命結果如表3所示。

表3 改進前后身管延伸體疲勞裂紋萌生壽命比較

從表3可以看出，改進后身管延伸體疲勞裂紋萌生壽命有非常明顯的提高。閉鎖齒部位壽命由原來的604發(fā)提高到4 278發(fā)，讓彈槽邊緣部位的壽命由原來的506發(fā)提高到4 142發(fā)。

4 身管延伸體沖擊試驗

對改進前后的身管延伸體進行模擬沖擊試驗，由于火炮發(fā)射過程是把火藥存儲的能量在非常短的時間內(nèi)釋放出來，時間和力方面都很難控制，采用沖擊的方式完全模擬火炮的射擊過程是不可能實現(xiàn)。

通過沖擊試驗裝置給火炮施加一個與射擊時后坐沖量大小一致的沖量。由于沖量由作用力和作用時間確定，測量沖擊作用下火炮的后坐位移-時間曲線，并對其求導得到后坐速度-時間曲線，通過調(diào)整落錘的質量和高度，使得模擬沖擊試驗的最小沖量不小于最大膛壓點附近的沖量，即可保證模擬沖擊試驗實際施加到火炮的作用力不小于炮膛合力。沖擊試驗裝置如圖10所示。

將整個后坐部分裝入沖擊試驗裝置，使沖擊后后坐部分按照實際射擊過程在緩沖器的作用下進行后坐和復進運動。對改進前后的身管延伸體進行沖擊試驗，每沖擊100次進行一次磁力探傷。改進前的身管延伸體在第500次沖擊結束后未發(fā)現(xiàn)裂紋，在600次沖擊結束后讓彈槽邊緣有長度約為2 mm的裂紋。改進后的身管延伸體在第4 400次沖擊后探傷未發(fā)現(xiàn)裂紋，在第4 500次沖擊后讓彈槽邊緣出現(xiàn)長度約1.5 mm的裂紋。

從試驗結果可以看出，改進后壽命提升效果明顯。對改進后的身管延伸體進行實彈射擊，考核其壽命指標，結果表明3 000發(fā)實彈射擊后身管延伸體未產(chǎn)生疲勞裂紋,滿足該構件疲勞壽命不小于2 500發(fā)的指標要求。具體對比結果如表4所示。

表4 計算與試驗結果對比

5 結論

筆者針對某小口徑火炮身管延伸體出現(xiàn)疲勞裂紋的問題，提出了傳統(tǒng)閂體受力的不足，并提出新的載荷獲取方法，然后對該身管延伸體進行動態(tài)強度計算。在此基礎上對其進行改進設計，對改進前后結構的疲勞裂紋萌生壽命進行計算，并通過試驗驗證計算的準確性。主要結論包括：

1)傳統(tǒng)方法獲得的閂體受力偏于保守，若考慮藥筒與身管間的作用，可降低約20%.

2)表面粗糙度對身管延伸體疲勞裂紋萌生壽命有一定的影響，但不是造成壽命不足的最主要因素。

3)改進后的身管延伸體疲勞裂紋萌生壽命大幅度提高，相比與改進前提高了約8.2倍，滿足指標要求。

4)通過沖擊試驗以及部分實彈射擊驗證了身管延伸體動態(tài)強度計算以及疲勞裂紋萌生壽命的準確性。疲勞裂紋萌生壽命的計算與沖擊試驗的最大誤差約為7.9%.