基體材料高溫強(qiáng)度對(duì)槍管壽命的影響研究

耿雪浩, 周克棟, 赫雷, 喬自平

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，江蘇，南京 210094； 2.中國(guó)兵器工業(yè)第二〇八研究所，北京 102202)

身管是火炮、槍械等常規(guī)武器的重要部件，其主要功能是賦予彈丸一定的初速和旋轉(zhuǎn)，是武器壽命最短的部件之一. 在射擊過(guò)程中，身管內(nèi)膛在短時(shí)間內(nèi)承受高溫、高壓火藥燃?xì)獾臎_刷作用和化學(xué)腐蝕作用以及彈丸沿膛運(yùn)動(dòng)時(shí)的擠壓和磨損作用，工作環(huán)境十分惡劣. 在如此復(fù)雜的工況條件下，經(jīng)過(guò)一定數(shù)量的射擊循環(huán)后，身管內(nèi)膛逐漸產(chǎn)生損傷累積，導(dǎo)致其射擊精度、彈頭初速和橫彈率等彈道性能將受到嚴(yán)重影響而壽終. 研究表明，在造成身管內(nèi)膛破壞的眾多因素中，熱是一個(gè)起著主導(dǎo)、控制作用的因素[1].

在提高武器壽命的研究中，有關(guān)身管壽命的研究一直占有重要的地位. 馮國(guó)銅等[2]對(duì)復(fù)雜射擊規(guī)范下的槍管溫度場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值分析與試驗(yàn)研究，單永海等[3]分析了射擊規(guī)范對(duì)大口徑機(jī)槍槍管壽命的影響，齊玉輝等[4]分析了典型使用條件對(duì)大口徑機(jī)槍槍管壽命的影響. 對(duì)于身管壽命預(yù)測(cè)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者也開(kāi)展了大量研究，卓穗如[5]對(duì)機(jī)槍槍管的壽命問(wèn)題進(jìn)行了深入研究，提出了基于身管膛面殘留溫度-射彈數(shù)-初速下降率經(jīng)驗(yàn)關(guān)系的槍管壽命預(yù)測(cè)模型. 高付申等[6]根據(jù)火炮內(nèi)膛燒蝕機(jī)理，提出了基于內(nèi)膛燒蝕量-初速下降率關(guān)系的身管壽命預(yù)測(cè)過(guò)程和方法. 徐寧等[7]提出了基于鍍層和基體結(jié)合部疲勞損傷累積的槍管壽命預(yù)測(cè)方法. 在身管壽命問(wèn)題的研究中，對(duì)于槍管材料高溫強(qiáng)度的影響作用的研究目前國(guó)內(nèi)外鮮有報(bào)道.

本文根據(jù)身管鍍層剪切失效理論和疲勞損傷累積理論，提出了基于鍍層界面剪切疲勞損傷的槍管壽命預(yù)測(cè)模型，以某小口徑步槍槍管為研究對(duì)象，計(jì)算了采用不同高溫強(qiáng)度材料的槍管在相同射擊條件下的槍管壽命，分析了槍管材料高溫強(qiáng)度對(duì)槍管壽命的影響，為提高槍管壽命研究提供了一定參考.

1 鍍層界面剪切損傷理論

射擊時(shí)槍管的內(nèi)膛損傷始于鍍層的破壞，鍍層的損傷失效過(guò)程大致可分為開(kāi)裂和剝落2個(gè)階段. 鍍層的初始裂紋可能在身管進(jìn)行第1次射擊之前就已經(jīng)存在，例如電解沉積鉻在沉積及熱處理去氫過(guò)程中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力即會(huì)導(dǎo)致鍍層內(nèi)部產(chǎn)生微裂紋[8]. 射擊時(shí)，鍍層在瞬態(tài)高溫?zé)釠_擊作用下發(fā)生壓縮屈服，然后在冷卻過(guò)程中受殘余拉應(yīng)力作用發(fā)生脆性開(kāi)裂. 通過(guò)實(shí)彈射擊發(fā)現(xiàn)，身管鍍層表面在射擊幾十發(fā)甚至幾發(fā)后便會(huì)形成大量的宏觀裂紋，而鍍層的開(kāi)裂并不會(huì)立即導(dǎo)致身管失效,后期的界面破壞導(dǎo)致的鍍層剝落才會(huì)對(duì)身管壽命產(chǎn)生重要的影響. 鍍層剝落后，失去保護(hù)的基體材料直接暴露在帶有腐蝕性的高溫火藥燃?xì)猸h(huán)境中而快速燒蝕導(dǎo)致槍管壽終. 研究發(fā)現(xiàn)一旦鍍層的完整性遭到破壞后，帶鍍層的身管燒蝕速度甚至要比沒(méi)有鍍層的身管更快[9]. 鍍層的界面破壞也是一個(gè)長(zhǎng)時(shí)間的過(guò)程，鍍層開(kāi)裂后仍然能承受成千上萬(wàn)次循環(huán)熱載荷的沖擊，所以有理由認(rèn)為鍍層的界面破壞是一個(gè)損傷累積的過(guò)程，鍍層的剝落是循環(huán)熱沖擊作用下的疲勞行為.

對(duì)于鍍層的界面破壞機(jī)制，Underwood在對(duì)剪切失效、彎曲失效和界面裂紋擴(kuò)展失效幾種身管鍍層可能存在的失效模式進(jìn)行對(duì)比分析后認(rèn)為鍍層—基體界面附近的剪切應(yīng)力是鍍層界面破壞的主要驅(qū)動(dòng)力，界面剪切失效是最有可能的鍍層最終失效機(jī)制[10].

圖1為根據(jù)剪切失效理論繪制的槍管橫剖面鍍層受力分析示意圖，該鍍層片段左側(cè)存在一條張開(kāi)型裂紋，右側(cè)存在一條閉合型裂紋. 射擊時(shí)鍍層片段右側(cè)受熱-壓耦合下周向正應(yīng)力作用，鍍層所受熱壓耦合應(yīng)力為

(1)

式中：ST為因?yàn)闊嶙饔迷阱儗觾?nèi)產(chǎn)生的瞬態(tài)熱應(yīng)力；SP為鍍層受膛壓作用產(chǎn)生的應(yīng)力.

瞬態(tài)熱應(yīng)力ST在槍管周向主要表現(xiàn)為壓應(yīng)力，可表示為[10]

ST=Eα[T(x,t)-Ti]/(1-ν)，

(2)

式中：E為彈性模量；α為熱膨脹系數(shù)；ν為泊松比；T(x,t)為槍管內(nèi)表面下任一點(diǎn)x在任意時(shí)刻t的瞬態(tài)溫度分布；Ti為參考溫度，在該溫度下鍍層內(nèi)平均壓應(yīng)力為0.

假設(shè)槍管內(nèi)壁薄層內(nèi)的裂紋分布對(duì)膛壓作用應(yīng)力分布無(wú)影響，槍管內(nèi)壁薄層的膛壓作用應(yīng)力與無(wú)缺陷厚壁圓筒在內(nèi)壓作用下的周向應(yīng)力分布一致，則SP可由著名的Lame公式確定，其在槍管周向主要表現(xiàn)為拉應(yīng)力，即

(3)

式中：p為膛壓；r0和R分別為槍管內(nèi)外半徑；r為槍管壁中某點(diǎn)距槍管對(duì)稱軸的距離.

為簡(jiǎn)化計(jì)算，假設(shè)鍍層片段內(nèi)的正應(yīng)力SC為沿著鍍層厚度方向的均布載荷，可以用鍍層半厚處的溫度Th/2代替鍍層內(nèi)的平均溫度，以兩倍鍍層厚度處的溫度T2h作為參考溫度估算瞬態(tài)熱應(yīng)力ST[11]. 同理，可用鍍層半厚處的膛壓作用應(yīng)力表示鍍層內(nèi)平均膛壓作用應(yīng)力. 考慮到射擊過(guò)程中槍管內(nèi)壁應(yīng)力以熱應(yīng)力為主，為表示及計(jì)算方便，本文假設(shè)壓應(yīng)力方向?yàn)檎?，拉?yīng)力方向?yàn)樨?fù)，則射擊時(shí)鍍層片段內(nèi)所受熱壓耦合應(yīng)力為

SC=Eα[Th/2-T2h]/(1-ν)-

(4)

根據(jù)Evans和Hutchinson的界面失配力平衡概念[12]，當(dāng)鍍層片段內(nèi)產(chǎn)生周向力后，其底部會(huì)產(chǎn)生剪切力以平衡周向力，力平衡公式為

τbL=SCbh，

(5)

消元移項(xiàng)后得

(6)

式中:τ為鍍層片段底部切應(yīng)力；b為鍍層片段寬度；L為鍍層片段長(zhǎng)度；h為鍍層厚度,因此bL表示鍍層底部的受剪切力作用的面積，bh表示鍍層側(cè)面受壓縮力作用的面積.

聯(lián)立式(4)(6)，則鍍層片段底部的剪切應(yīng)力為

(7)

根據(jù)鍍層剪切失效理論，該剪切應(yīng)力即為鍍層最終失效的主要驅(qū)動(dòng)力. 射擊過(guò)程中，鍍層片段在界面剪切應(yīng)力循環(huán)作用下發(fā)生剪切疲勞破壞而失效剝落.

2 槍管壽命預(yù)測(cè)模型

2.1 疲勞方程

射擊過(guò)程中槍管鍍層-基體界面的疲勞可以看做熱壓耦合作用下的低周疲勞，其疲勞壽命可以利用Manson-Coffin疲勞方程[13]及修正后的Morrow方程[14]計(jì)算得出. 當(dāng)平均應(yīng)力σm≠0以及平均應(yīng)變?chǔ)舖≠0時(shí)，槍管鍍層-基體界面疲勞損傷壽命計(jì)算模型為

(8)

不同于單調(diào)加載情況，低周循環(huán)加載下，材料會(huì)產(chǎn)生循環(huán)硬化或軟化，其循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系會(huì)隨循環(huán)數(shù)而改變，但達(dá)到一定循環(huán)次數(shù)后，材料對(duì)變形的抵抗能力會(huì)趨于穩(wěn)定. 由于循環(huán)穩(wěn)定階段是疲勞壽命的主要階段，故一般以穩(wěn)定的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線來(lái)代表材料的循環(huán)應(yīng)力、應(yīng)變性質(zhì)，其關(guān)系為

(9)

式中：Δσ為應(yīng)力幅；n′為循環(huán)應(yīng)變硬化指數(shù)，n′取0.1～0.2.

2.2 疲勞損傷累積

Miner線性疲勞累積損傷理論具有很好的可驗(yàn)證性和可行性，在工程上得到了廣泛應(yīng)用，可將其應(yīng)用于槍管鍍層的疲勞分析[4,7]. 設(shè)加載歷史由δ1，δ2，…，δl等l個(gè)不同的力水平構(gòu)成，各應(yīng)力水平下的疲勞壽命依次為N1,N2，…，Nl，各應(yīng)力水平下的循環(huán)次數(shù)依次為n1，n2，…，nl，則零件的疲勞壽命為[15-16]

(10)

3 界面剪切應(yīng)力計(jì)算

在對(duì)槍管壽命的研究過(guò)程中，大量試驗(yàn)研究表明：最大膛壓區(qū)是關(guān)系槍管壽命最重要的部位之一，在射擊過(guò)程中，最大膛壓區(qū)承受熱沖擊作用的時(shí)間最長(zhǎng)，工作環(huán)境最為惡劣[5]. 因此可以將槍管最大膛壓截面當(dāng)做危險(xiǎn)截面進(jìn)行壽命預(yù)測(cè)分析.

由式(7)可知，界面剪切應(yīng)力與槍管內(nèi)壁附近溫度場(chǎng)分布息息相關(guān)，因此需要對(duì)該槍管在射擊過(guò)程中的溫度場(chǎng)分布進(jìn)行求解. 根據(jù)GJB 3484—98要求，該小口徑步槍槍管壽命試驗(yàn)一個(gè)完整冷卻周期的射彈量為150發(fā)，共5個(gè)彈匣，此150發(fā)彈在射擊過(guò)程中需要按照一定比例分為單發(fā)、短點(diǎn)射和連發(fā)射擊，具體為：?jiǎn)伟l(fā)×15—5發(fā)×3—5發(fā)×6—5發(fā)×6—5發(fā)×6—30發(fā)×1，其中每射擊30發(fā)彈需換一次彈匣.

根據(jù)GJB 3484—98要求的射擊規(guī)范，以該小口徑步槍槍管最大膛壓截面為研究對(duì)象，忽略膛線，考慮鍍層，鍍層為厚0.01 mm的電解沉積鉻，利用有限元法對(duì)該槍管在一個(gè)完整冷卻周期內(nèi)的槍管溫度場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬.

由式(7)可知，對(duì)于開(kāi)裂后的鍍層片段而言，其界面切應(yīng)力是周向應(yīng)力SC和斷裂后的鍍層長(zhǎng)厚比L/h的比值，斷裂后的鍍層長(zhǎng)厚比和鍍層材料抗拉強(qiáng)度相關(guān)，對(duì)于特定鍍層而言，L/h有固定的取值范圍，在身管的實(shí)際射擊中發(fā)現(xiàn)開(kāi)裂后的電解沉積鉻鍍層片段長(zhǎng)厚比約為1.5左右[11,17-18]，故本文取1.5作為為槍管鉻鍍層斷裂后的典型長(zhǎng)厚比計(jì)算完整冷卻周期內(nèi)的鍍層界面剪切應(yīng)力.

假定射擊過(guò)程中，每一發(fā)彈的內(nèi)彈道參數(shù)各自獨(dú)立且完全相同，然后基于溫度場(chǎng)數(shù)值模擬結(jié)果和內(nèi)彈道計(jì)算結(jié)果，將最大膛壓截面對(duì)應(yīng)的Th/2、T2h隨時(shí)間變化規(guī)律與膛壓變化帶入式(7)即可獲得最大膛壓截面在一個(gè)完整冷卻周期內(nèi)的界面剪切應(yīng)力變化情況.

圖2為一個(gè)完整冷卻周期內(nèi)最大膛壓截面界面切應(yīng)力平均應(yīng)力變化情況，由圖可見(jiàn)，平均應(yīng)力的整體變化趨勢(shì)隨著射彈量增加而變大，但在換彈匣后會(huì)因?yàn)闃尮塬@得短暫空冷溫度降低而出現(xiàn)小幅下降. 此外注意到在冷卻周期前期，平均應(yīng)力有一段負(fù)值，這代表此時(shí)熱應(yīng)力小于膛壓應(yīng)力，鍍層內(nèi)的周向應(yīng)力以膛壓載荷引起的的拉應(yīng)力為主導(dǎo). 隨著射擊發(fā)數(shù)增加，槍管溫度逐漸升高后，熱應(yīng)力逐漸占據(jù)主導(dǎo)地位，平均應(yīng)力開(kāi)始表現(xiàn)為正值.

圖3為一個(gè)完整冷卻射擊周期內(nèi)最大膛壓截面界面切應(yīng)力的應(yīng)力幅變化情況，由于隨著槍管溫度升高，槍管材料的導(dǎo)熱性能下降以及火藥燃?xì)夂蜆尮軆?nèi)壁溫差減小，導(dǎo)致單次射擊的槍管近壁溫度脈沖幅值有所下降，故射擊過(guò)程中，應(yīng)力幅的整體變化趨勢(shì)是隨著射彈量增加而降低的.

4 壽命預(yù)測(cè)及試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 槍管材料高溫強(qiáng)度

為研究基體材料高溫強(qiáng)度對(duì)槍管壽命的影響，對(duì)3種不同基體材料槍管的壽命進(jìn)行預(yù)測(cè). 槍管編號(hào)分別為G1、G2和G3，其基體材料均為高強(qiáng)度合金鋼，對(duì)應(yīng)編號(hào)分別為M1、M2和M3，其中M1為現(xiàn)役老材料，高溫強(qiáng)度較低，M2和M3為新型材料，高溫強(qiáng)度較高. 表1為各材料在不同溫度下的抗拉強(qiáng)度數(shù)據(jù)，由表可見(jiàn)，各個(gè)溫度下，M3的抗拉強(qiáng)度在3種材料中都是最高的. 溫度低于400 ℃時(shí)，M1的抗拉強(qiáng)度與M2和M3的差異不大，甚至還高于M2，但溫度超過(guò)400 ℃時(shí)，M1的抗拉強(qiáng)度開(kāi)始大幅下降，新舊材料的高溫強(qiáng)度性能差異開(kāi)始逐漸凸顯，且溫度越高差異越大. 500 ℃時(shí)，M2和M3的抗拉強(qiáng)度分別比M1高3.75%和24.5%；600 ℃時(shí)，差異提高到了20%和54.2%，而當(dāng)溫度升高到700 ℃時(shí)，M2和M3的抗拉強(qiáng)度分別比M1高了117.4%和154.9%. 射擊時(shí)槍管的近壁層都工作在數(shù)百攝氏度的高溫環(huán)境中，因此如果忽略材料抗拉強(qiáng)度隨溫度的變化，采用常溫下的常數(shù)抗拉強(qiáng)度進(jìn)行槍管壽命預(yù)測(cè)，所得結(jié)果將與實(shí)際情況有較大出入.

表1 不同溫度下的槍管材料抗拉強(qiáng)度

Tab.1 Tensile strength of gun barrel material at different temperatures

溫度/℃抗拉強(qiáng)度/MPaM1M2M3201 1901 1501 3181001 2442001 2183001 0801 0001 1483501 0309904009709501 103500800830996600550660848700184400469

對(duì)表1所列數(shù)據(jù)進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合，獲得各材料在20～700 ℃范圍內(nèi)抗拉強(qiáng)度隨溫度連續(xù)變化的曲線，如圖4中擬合曲線所示. 擬合后各材料抗拉強(qiáng)度隨溫度變化公式可表示為

(11)

式中：σb1、σb2和σb3分別為M1、M2和M3的抗拉強(qiáng)度.

影響鍍層界面強(qiáng)度的因素有很多，比如鍍層與基體的熱膨脹特性差異就會(huì)對(duì)界面抗拉強(qiáng)度產(chǎn)生重要影響. 但在火炮上的應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)顯示，涂鍍良好的電解沉積鉻界面粘合強(qiáng)度要大于基體材料和鍍層材料的抗拉強(qiáng)度[19]，但最終控制鍍層界面剪切失效的是鋼基體的抗拉強(qiáng)度[10]，故可以把鍍層-基體交界面處的基體材料抗拉強(qiáng)度作為界面抗拉強(qiáng)度進(jìn)行壽命預(yù)測(cè)[4,7]. 假設(shè)3種基體材料除了高溫強(qiáng)度性能存在差異外，其他性能都相同，射擊時(shí)，G1、G2和G3的槍管溫度場(chǎng)分布完全相同. 眾所周知，單發(fā)射擊過(guò)程中，槍管的近壁溫度變化是脈沖式的，因此槍管近壁強(qiáng)度也呈脈沖式變化，溫度達(dá)到峰值時(shí)，強(qiáng)度最低. 本文出于極端工況考慮，在壽命預(yù)測(cè)時(shí)各單發(fā)射擊的界面抗拉強(qiáng)度都取最小值. 基于上述假設(shè)將溫度場(chǎng)求解得到的最大膛壓截面的界面峰值溫度變化帶入式(11)，即可獲得各槍管在完整冷卻周期內(nèi)的界面抗拉強(qiáng)度變化. 圖5為完整冷卻周期內(nèi)最大膛壓截面界面峰值溫度變化情況，由圖可見(jiàn)，在整個(gè)冷卻周期內(nèi)，槍管鋼鉻交界面的峰值溫度都在400 ℃以上.

圖6為各槍管在完整冷卻周期內(nèi)最大膛壓截面界面抗拉強(qiáng)度變化情況，隨著累積射彈量增加，各槍管的界面抗拉強(qiáng)度都在迅速下降，但在換彈匣后會(huì)出現(xiàn)短暫小幅回升. G3的界面抗拉強(qiáng)度在整個(gè)冷卻周期內(nèi)都最高，G1的界面抗拉強(qiáng)度在冷卻周期初期由于槍管溫度較低而高于G2，但很快即因槍管溫度升高被G2超越，并且差距逐漸拉大. 由于3種材料的高溫強(qiáng)度最高都只測(cè)得了700 ℃的數(shù)據(jù)，雖然根據(jù)擬合公式可以計(jì)算出700 ℃以上的抗拉強(qiáng)度，但計(jì)算結(jié)果都極低，甚至M1的抗拉強(qiáng)度還出現(xiàn)了負(fù)值. 考慮到槍管界面溫度超過(guò)700 ℃時(shí)的時(shí)期只占整個(gè)冷卻周期非常小的一部分，且此時(shí)3種槍管的界面抗拉強(qiáng)度之間已經(jīng)形成了非常明顯的差異，因此在這一小段時(shí)期內(nèi)是否采用更低的抗拉強(qiáng)度進(jìn)行壽命預(yù)測(cè)計(jì)算，對(duì)本文的研究重點(diǎn)——材料高溫強(qiáng)度對(duì)槍管壽命影響的研究結(jié)果不會(huì)產(chǎn)生顛覆性的影響. 故本文假定當(dāng)溫度超過(guò)700 ℃后，槍管材料的抗拉強(qiáng)度不再下降，槍管界面溫度超過(guò)700 ℃，抗拉強(qiáng)度全部采用700 ℃時(shí)的數(shù)據(jù).

4.2 壽命預(yù)測(cè)結(jié)果

基于上文所述的平均應(yīng)力、應(yīng)力幅及界面抗拉強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果，對(duì)各槍管壽命進(jìn)行預(yù)測(cè). 圖7為各槍管在一個(gè)完整冷卻周期內(nèi)的等幅載荷壽命變化情況，如圖所示，槍管等幅載荷壽命的變化規(guī)律和界面抗拉強(qiáng)度有極大相似性，例如：隨著累積射彈量增加，各槍管的等幅載荷壽命都迅速衰減，并在換彈匣后會(huì)出現(xiàn)短暫小幅回升；G3的等幅載荷壽命在整個(gè)冷卻周期內(nèi)都最高；G1的等幅載荷壽命在冷卻周期初期高于G2，但很快被G2超越. 變化規(guī)律的相似性表明，槍管的界面抗拉強(qiáng)度是影響槍管壽命的重要因素.

由式(8)(9)可知，循環(huán)載荷應(yīng)力幅大小和材料抗拉強(qiáng)度是影響零件疲勞壽命的重要因素. 槍管射擊過(guò)程中，鍍層界面剪切應(yīng)力的應(yīng)力幅是逐漸下降的，而鍍層的等幅載荷壽命卻隨著界面抗拉強(qiáng)度的迅速衰減而大幅下降，因此可以認(rèn)為槍管溫度升高引起的界面抗拉強(qiáng)度下降，是導(dǎo)致鍍層產(chǎn)生界面破壞以及槍管壽終的重要誘因.

表2為G1和G2在不同累積射彈量時(shí)的等幅載荷壽命預(yù)測(cè)值,其中界面溫度為通過(guò)溫度場(chǎng)數(shù)值模擬獲得的不同射彈量時(shí)最大膛壓截面處鋼鉻交界面的峰值溫度. 比較兩槍的等幅載荷壽命，首發(fā)射擊時(shí)，G1比G2高8.6%；30發(fā)射彈量時(shí)，G2反超了G1，比G1高11.5%；60發(fā)射彈量時(shí)，G2約比G1高了12.4%；射彈量達(dá)到90，120和150發(fā)時(shí)，G2的等幅載荷壽命分別達(dá)到了G1的1.83，2.27和2.77倍. 槍管界面溫度低于600 ℃時(shí)，兩槍管的壽命差異都維持在10%左右，變化不大，而當(dāng)溫度超過(guò)600 ℃時(shí)，兩槍的壽命差異開(kāi)始急劇增大，且單次累積射彈量越多，槍管溫度越高，差異越明顯，說(shuō)明對(duì)槍管壽命產(chǎn)生關(guān)鍵影響的是600 ℃以上的高溫強(qiáng)度.

表2 不同射彈量下槍管等幅載荷壽命預(yù)測(cè)結(jié)果

Tab.2 Predicted barrel lives under constant amplitude loading at different firing rounds

累計(jì)射彈量/發(fā)界面溫度/℃壽命/發(fā)G1G21420116 791107 5803051476 18584 9666058051 33557 7029064016 69630 6251207005 20411 8161507603 0348 409

表3為根據(jù)疲勞損傷累積理論計(jì)算得到的各槍管壽命預(yù)測(cè)結(jié)果，由表可見(jiàn)，提高基體材料的高溫強(qiáng)度對(duì)于槍管壽命的提升效果顯著，采用新型材料后，G2和G3的壽命分別達(dá)到了G1的2.20，2.49倍.

表3 槍管壽命預(yù)測(cè)結(jié)果Tab.3 Prediction results of barrel life

表4為各槍管90～120發(fā)射彈量之間的平均等幅載荷壽命，對(duì)比表3和表4可發(fā)現(xiàn)，各槍的最終預(yù)測(cè)壽命和其90～120發(fā)射彈量之間的平均等幅載荷壽命都非常接近，因此這一小段時(shí)期的槍管狀態(tài)基本可以反映材料高溫強(qiáng)度和槍管壽命的關(guān)系. 90～120發(fā)射彈量之間的槍管平均界面溫度約為650 ℃，該溫度下M1、M2和M3的抗拉強(qiáng)度分別為389，541,664 MPa. 利用數(shù)據(jù)擬合可建立材料高溫強(qiáng)度和槍管壽命近似關(guān)系經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ停?/p>

N=27 445-5.5×106e-σ650/111.9.

(12)

表4 90～120發(fā)射彈量之間平均等幅載荷壽命

Tab.4 Mean barrel lives under constant amplitude loading between the 90th and 120th firing round

槍管壽命/發(fā)G110 932G222 347G325 256

式中σ650為基體材料在650 ℃時(shí)的抗拉強(qiáng)度. 擬合曲線如圖8所示，利用上式可對(duì)該小口徑步槍采用不同強(qiáng)度基體材料時(shí)的槍管的壽命進(jìn)行近似預(yù)估.

綜上所述，材料M1的常溫強(qiáng)度高于M2，高溫強(qiáng)度卻低于后者，對(duì)應(yīng)的G1槍管壽命不足G2的1/2，說(shuō)明材料的高溫強(qiáng)度是影響槍管壽命的至關(guān)重要因素，提高基體材料高溫強(qiáng)度可以顯著提升槍管壽命，而增加其常溫抗拉強(qiáng)度則對(duì)提高槍管壽命意義不大. 且槍管溫度越高，材料高溫強(qiáng)度對(duì)槍管壽命的影響作用越明顯.

4.3 槍管壽命試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證上述壽命預(yù)測(cè)模型及預(yù)測(cè)結(jié)果的正確性，進(jìn)行了槍管壽命試驗(yàn)驗(yàn)證，試驗(yàn)驗(yàn)證槍6支，分別編號(hào)1#～6#，其中1#、2#號(hào)槍基體材料為M1，3#、4#號(hào)槍基體材料為M2，5#、6#號(hào)槍基體材料為M3. 壽命試驗(yàn)流程按照根據(jù)GJB 3484—98執(zhí)行，采用散布密集度判據(jù)作為壽終判別標(biāo)準(zhǔn)，每隔一定階段測(cè)試被試槍支在100 m距離上固定夾持射擊的立靶密集度R50值，壽終判據(jù)為R50>11 cm.

表5為各被試槍支不同試驗(yàn)階段對(duì)應(yīng)的R50變化情況及累計(jì)射彈量，其中1#和2#號(hào)槍分別射擊了10 299和10 634發(fā)后壽終，3#～6#號(hào)槍在射擊超過(guò)20 000發(fā)后仍未壽終，采用新材料后，槍管壽命提升了至少1倍以上，試驗(yàn)因達(dá)到既定目標(biāo)而停止. 雖然壽命試驗(yàn)未測(cè)得3#～6#號(hào)槍的最終壽命，但1#和2#號(hào)槍的實(shí)測(cè)壽命與本文預(yù)測(cè)的G1槍管壽命相比，誤差分別為1.4%和1.8%. 此外，在整個(gè)壽命試驗(yàn)過(guò)程中，基體材料采用M3的5#和6#號(hào)槍精度始終高于采用M2的3#和4#號(hào)槍，不難推測(cè)前者的預(yù)期壽命要大于后者，符合本文G3壽命大于G2的預(yù)測(cè).

表5 槍管壽命試驗(yàn)密集度測(cè)試結(jié)果Tab.5 Dispersion results of life test of gun barrel

注：*各槍壽終累積射彈量因槍而異，各不相同

通過(guò)1#和2#號(hào)槍壽命試驗(yàn)結(jié)果與預(yù)測(cè)結(jié)果的定量對(duì)比，以及3#～6#號(hào)槍的壽命試驗(yàn)結(jié)果與預(yù)測(cè)結(jié)果的定性對(duì)比，可以認(rèn)為本文所建的模型和方法是正確可行的. 同時(shí)，壽命試驗(yàn)結(jié)果也證實(shí)了基體材料高溫強(qiáng)度是影響槍管壽命的至關(guān)重要因素，提高材料高溫強(qiáng)度可以有效大幅提升槍管壽命.

5 結(jié) 論

① 基體材料的高溫強(qiáng)度是影響槍管壽命的至關(guān)重要因素，槍管溫度升高帶來(lái)的界面抗拉強(qiáng)度下降，是導(dǎo)致鍍層產(chǎn)生界面破壞以及槍管壽終的重要誘因.

② 增加基體材料高溫強(qiáng)度可以顯著提升槍管壽命，而增加其常溫強(qiáng)度對(duì)提高槍管壽命意義不大.

③ 單次累積射彈量越多，槍管溫度越高，基體材料高溫強(qiáng)度不同導(dǎo)致的槍管壽命差異越大.

④ 給出了該小口徑步槍基體材料高溫強(qiáng)度和槍管的壽命關(guān)系經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?

⑤ 壽命試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了本文所建壽命預(yù)測(cè)模型的可用性及預(yù)測(cè)結(jié)果的正確性.