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    火炮身管內(nèi)膛表層溫度及其梯度規(guī)律研究

    2022-07-05 06:56:24劉朋科楊雕許耀峰寧變芳王軍劉歡
    兵工學報 2022年6期
    關鍵詞:陽線膛線內(nèi)膛

    劉朋科,楊雕,許耀峰,寧變芳,王軍,劉歡

    (西北機電工程研究所,陜西 咸陽 712099)

    0 引言

    火炮射擊過程中身管承受非常復雜的瞬態(tài)載荷環(huán)境,包括高溫、高壓、高速氣流沖刷、彈炮摩擦、化學侵蝕等,主要涉及熱因素、化學因素及機械因素。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、徑向尺寸逐漸擴大,其中膛線起始部最嚴重,通常以膛線起始部向前 25.4 mm 處的內(nèi)膛徑向擴大量作為評判身管壽命的標準,當此處徑向擴大量達到某一臨界值時,判定身管壽命終止。在影響身管內(nèi)膛徑向擴大量的因素中,熱是一個起主導、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,使膛壁材料的機械強度,硬度降低、進而促使磨損、變形、產(chǎn)生熱裂等。因此,研究火炮射擊過程中身管溫度及梯度規(guī)律,對優(yōu)化身管結構、身管壽命機理具有重要意義。

    文獻[9]對某火炮連續(xù)射擊過程中的身管溫度場進行了仿真,獲得身管內(nèi)外壁的分布規(guī)律及其影響因素。文獻[10]采用熱- 結構耦合的方法,對連發(fā)射擊過程身管等效應力和溫度分布進行研究,發(fā)現(xiàn)身管最大膛壓點附近吸收熱量最多、溫度最高,距內(nèi)壁深0.3 mm的范圍全等效應力最大。文獻[11]對某大口徑轉管機槍身管溫度及應力進行研究,獲得了身管在高頻循環(huán)動態(tài)熱載荷和瞬態(tài)膛壓載荷共同作用下的溫度場及應力場分布。文獻[12]建立了自動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)射擊過程中的身管溫度場。文獻[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動而變化的動態(tài)過程,得到了首發(fā)彈丸射擊條件下身管溫度分布演化過程。然而從已有文獻來看,對于膛線結構及表面微米級的溫度分布及傳遞規(guī)律研究工作還相對較少。

    本文針對155 mm火炮身管在高溫火藥氣體作用下膛線表層溫度及其梯度規(guī)律問題,以膛內(nèi)燃燒及傳熱過程計算獲得膛線起始部內(nèi)壁面溫度載荷為輸入,結合身管樣件鍍鉻層沿膛線橫截面厚度分布檢測結果,建立膛線起始部向前25.4 mm處有、無鍍鉻層的身管熱- 結構耦合動力學模型,研究溫度沿身管膛線結構、內(nèi)膛表層分布;對比不同陽線棱邊倒角、內(nèi)膛鍍鉻等對膛線溫度分布規(guī)律的影響,定量掌握膛線表層溫度的分布及影響規(guī)律,為揭示身管壽命機理及內(nèi)膛鍍鉻優(yōu)化提供支撐。

    1 身管熱- 結構耦合模型

    1.1 身管軸對稱平面應變模型

    以155 mm身管為研究對象,根據(jù)身管結構特點,身管長為8 060 mm,是典型的厚壁圓筒結構,身管熱- 結構耦合模型可簡化為1/4平面應變模型??紤]到膛線深度僅1~2 mm,火藥氣體高溫導致的身管內(nèi)膛表層溫度梯度極大等因素,對膛線局部進行細化,選用高階單元、內(nèi)膛表面尺寸為10 μm,細化后的身管熱- 結構耦合軸對稱平面應變計算模型如圖1所示。

    圖1 身管熱- 結構耦合平面應變計算模型Fig.1 Plane strain computational model of thermal and structure coupling for barrel

    1.2 內(nèi)膛鍍鉻身管軸對稱平面應變模型

    由于鍍鉻工藝存在鉻層沉積尖端效應,同時身管內(nèi)膛陰、陽線表面離陽極距離不同,導致鍍層沿膛線截面不同位置厚度分布存在一定的差異,且膛線越深、厚度差越大,若在膛線橫截面采用相同的鍍鉻層厚度將影響身管溫度仿真結果。因此首先參考現(xiàn)役坦克炮身管鍍鉻工藝,對一段155 mm身管進行內(nèi)膛鍍鉻研究,如圖2所示。然后對身管取樣進行金相分析,采用掃描電子顯微鏡(SEM)檢測鉻層厚度沿膛線截面的分布規(guī)律。測量位置點~如圖3所示,鍍層厚度測量結果如表1所示。

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

    圖3 SEM測量厚度位置Fig.3 Position of thickness measurement in SEM

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

    依據(jù)表1中實測鍍鉻層沿膛線橫截面厚度分布規(guī)律,建立鉻層與基體熱—結構耦合軸對稱平面應變計算模型(見圖4)。

    圖4 鍍鉻身管熱- 結構耦合平面應變計算模型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、力學參數(shù)如表2所示。

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

    不同溫度下身管材料的實測力學性能變化曲線如圖5所示。鉻層材料力學性能變化關系根據(jù)強度、彈性模量等簡化為雙線性模型,如圖6所示。

    圖5 不同溫度下身管材料應力- 應變曲線Fig.5 Stress-strain curves of barrel material at different temperatures

    圖6 不同溫度下鉻層應力- 應變曲線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)燃燒及傳熱過程計算獲得膛線起始部內(nèi)壁面溫度及膛壓載荷為輸入。身管傳熱模型采用軸對稱非穩(wěn)態(tài)熱傳導方程,其中火藥氣體對身管的熱輸入主要考慮火藥氣體旺盛湍流對流換熱。身管熱傳導微分方程如(1)式所示:

    (1)

    式中:為溫度;為時間;為熱擴散率;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),為普朗特數(shù),為身管內(nèi)表面溫度,為火藥氣體溫度;為周圍空氣與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,為周圍介質溫度。

    通過計算獲得身管內(nèi)壁面溫度曲線如圖7所示。

    圖7 身管內(nèi)壁面溫度- 時間曲線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 ℃。這是因為溫度高達3 000 K的燃氣流作用于身管,與內(nèi)膛表面發(fā)生強烈的湍流對流換熱,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)運動時期燃氣流溫度、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)時間僅十幾毫秒,彈丸出炮口后膛內(nèi)燃氣流速度、溫度急劇下降,身管不再有熱輸入,僅存在溫度沿身管徑向的熱傳導,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,采用盲孔測溫法結合溫度外推的方法,對火炮射擊過程坡膛處內(nèi)壁溫度進行了測試和仿真計算,溫度測試與仿真計算結果最大值誤差為34,驗證了計算模型的準確性。

    2 膛線表層溫度仿真結果

    不同時刻膛線溫度分布如圖8所示。距陽線表面不同位置處溫度隨時間的變化曲線如圖9所示。距陽線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 不同時刻身管溫度分布云圖Fig.8 Temperature distribution of rifling at different time

    圖9 距陽線表面不同位置溫度- 時間曲線Fig.9 Change of temperature with time at different positions on the surface of rifling

    圖10 距陽線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)射過程中,身管溫度響應呈現(xiàn)典型的沖擊特性,沿身管壁厚方向梯度非常大,隨時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,830 ℃下材料強度約100 MPa,而470 ℃下材料強度相對較高,約800 MPa。由此可見,火炮射擊過程中身管內(nèi)膛表面溫度梯度可能導致幾百微米表層材料相變、軟化等,加速身管燒蝕、磨損、開裂等缺陷,在彈炮摩擦和燃氣沖刷下形成微剝離,逐發(fā)射擊累積造成內(nèi)徑擴大。

    圖11所示為陽線不同位置溫度提取點。一定厚度處陽線棱邊及中間位置溫度隨時間變化曲線如圖12所示。

    圖11 陽線不同位置處溫度提取點Fig.11 Temperature extraction points at different positions of rifling

    圖12 陽線棱邊及中間位置處溫度- 時間曲線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:陽線棱邊處存在明顯的熱累積現(xiàn)象,相比于同樣厚度處的陽線上表面位置,溫度可高出300 ℃以上。這是因為結構尖端熱效應,溫度向陽線棱邊積聚而導致的。因此在火炮射擊過程中身管陽線棱邊表層材料強度相比陽線表面低,故棱邊相比陽線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)膛鍍鉻對膛線表層溫度分布的影響

    圖13所示為鉻層與基體結合面溫度提取位置。圖13中,點為陰線倒角處鉻層與基體結合位置,點為膛線側面中間處鉻層與基體結合位置,點為陽線表面中間處鉻層與基體結合位置。膛線截面不同位置鉻層與基體結合面處的溫度曲線如圖14所示。

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

    圖14 鉻層與基體結合面溫度曲線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,膛線側面中間處鉻層與基體結合位置溫度最高,陽線表面中間處鉻層與基體結合位置溫度最低,相差約230 ℃。這是因為膛線截面不同位置的鉻層厚度不同,其中陽線倒角處鉻層厚度最厚,溫度主要由鉻層承受,鉻層與基體結合面溫度最低;而陽線側面中間雖然鉻層厚度相比陰線倒角處厚,但由于陽線棱邊的熱累積影響,導致該處溫度最高。

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

    圖15 鍍鉻身管距陽線表面不同位置處溫度最大值衰減規(guī)律對比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(1 875 ℃~1 920 ℃)高于炮鋼(1 538 ℃);相同溫度下鉻的強度也高于炮鋼(見圖5、圖6),因此鍍鉻層可起到較為明顯的隔熱作用。

    4 不同陽線棱邊倒角對膛線表層溫度分布的影響

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

    圖16 陽線棱邊不同倒角Fig.16 Chamfering of rifling edge

    陽線棱邊不同倒角位置處溫度隨時間變化曲線如圖17所示。

    圖17 陽線棱邊不同倒角位置溫度隨時間變化曲線Fig.17 Changing curves of temperature at different chamfering positions of rifling edge

    從圖17中可見,陽線棱邊倒角后熱累計現(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度的下降,提高陽線棱邊的抗彈帶磨損和氣流沖刷能力,但倒角大小對棱邊溫度影響較小。

    5 計算結果與身管內(nèi)膛損傷狀態(tài)對比分析

    通過對射擊一定發(fā)數(shù)的155 mm火炮身管取樣進行微觀組織分析,發(fā)現(xiàn)內(nèi)膛由于高溫作用導致表層形成厚度約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,當溫度大于恒溫轉變線(727 ℃)時開始發(fā)生相變,使得鐵素體至奧氏體轉變,當溫度約大于830 ℃時為鐵素體完全轉變?yōu)閵W氏體。因此從膛線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的計算結果可以看出,727 ℃時對應的位置為190 μm、830 ℃時對應的位置為150 μm,與圖18中測量的熱影響層厚度165 μm接近。

    圖18 陽線表面熱影響層厚度Fig.18 Thickness of heat affected layer on rifling surface

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

    圖19 陽線棱邊熱影響層分布Fig.19 Thickness of heat affected layer on rifling edge

    圖20 陽線棱邊損傷圖Fig.20 Edge damage of rifling

    6 結論

    本文以155 mm火炮身管為研究對象,建立了熱- 結構耦合動力學模型,對膛線表層溫度及其梯度進行了仿真研究。得出以下主要結論:

    1) 身管溫度響應呈現(xiàn)典型的瞬態(tài)特性,隨時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) 陽線棱邊存在明顯的熱累積現(xiàn)象,比陽線上表面溫度高出300 ℃以上,是造成陽線棱邊首先出現(xiàn)損傷的重要原因;陽線棱邊倒角后熱累計現(xiàn)象明顯減弱,約降低100 ℃左右。

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

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