基于鍍層界面剪切疲勞損傷的槍管壽命預(yù)測研究

耿雪浩,周克棟,赫雷,馮國銅,李峻松

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094；2.蘇州工業(yè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院 精密制造工程系，江蘇 蘇州 215000；3.中國兵器工業(yè)第208研究所,北京 102202)

0 引言

槍管是自動武器的關(guān)重構(gòu)件，槍管壽終的主導(dǎo)因素是內(nèi)膛的損傷累積，即射擊過程中熱、機(jī)械和化學(xué)綜合作用的結(jié)果，其中熱起主導(dǎo)作用[1]。射擊時槍管的內(nèi)膛損傷始于鍍層破壞，在射擊時的循環(huán)熱沖擊作用下，槍管鍍層會發(fā)生島狀開裂，完整性遭到破壞，開裂后鍍層在界面剪切作用下發(fā)生剪切破壞、失效剝落，使得基體材料直接暴露于高溫火藥燃?xì)猸h(huán)境中，進(jìn)而引發(fā)基體快速燒蝕、導(dǎo)致槍管壽終。研究發(fā)現(xiàn)，一旦鍍層完整性遭到破壞，帶鍍層的身管燒蝕速度甚至要比沒有鍍層的身管更快[2]。

槍管壽命是困擾輕武器行業(yè)幾十年的難題，也是國內(nèi)外兵器行業(yè)上百年來持續(xù)不斷、至今仍在研究的熱點(diǎn)問題，國內(nèi)外學(xué)者針對身管壽命已經(jīng)開展了大量研究。沈超等基于有限元法和壽命試驗(yàn)結(jié)果，研究了某大口徑機(jī)槍槍管內(nèi)膛損傷情況對內(nèi)彈道性能和彈頭出膛狀態(tài)的影響[3]；喬自平等通過對大口徑機(jī)槍槍管失效規(guī)律的分析，研究了基體材料的燒蝕規(guī)律[4]；齊玉輝等研究了射擊規(guī)范及典型使用條件對大口徑機(jī)槍槍管壽命的影響[5]。對于槍管壽命預(yù)測的研究，目前已經(jīng)發(fā)展出多種預(yù)測模型[6-8]。徐寧等提出基于鍍層和基體結(jié)合部疲勞損傷累積的槍管壽命預(yù)測方法[9]，預(yù)測模型中計算載荷采用以壓應(yīng)力為主的Von Mises應(yīng)力，材料抗拉強(qiáng)度采用的是常溫數(shù)據(jù)。

本文根據(jù)身管鍍層剪切失效理論和疲勞損傷累積理論，采用隨溫度變化的槍管材料抗拉強(qiáng)度，研究了某5.8 mm小口徑步槍槍管在瞬態(tài)熱壓耦合載荷作用下，基于鍍層界面剪切疲勞損傷的槍管壽命預(yù)測方法，為槍管壽命預(yù)測提供了新的途徑。

1 鍍層界面剪切損傷理論

鍍層的損傷失效過程大致可分為開裂和剝落兩個階段。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程中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力會導(dǎo)致鍍層內(nèi)部產(chǎn)生微裂紋[10]。射擊時，鍍層在瞬態(tài)高溫?zé)釠_擊作用下發(fā)生壓縮屈服，然后在冷卻過程中受殘余拉應(yīng)力作用發(fā)生脆性開裂。通過實(shí)彈試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),身管鍍層表面在射擊幾十發(fā)甚至幾發(fā)后便會形成大量宏觀裂紋，而鍍層開裂并不會立即導(dǎo)致身管失效,后期界面破壞導(dǎo)致的鍍層剝落才會對身管壽命產(chǎn)生重要影響。鍍層界面破壞也是一個長時間過程，鍍層開裂后仍然能承受成千上萬次循環(huán)熱載荷的沖擊，因此有理由認(rèn)為鍍層界面破壞是一個損傷累積過程，鍍層剝落是循環(huán)熱沖擊作用下的疲勞行為。

對于開裂后的鍍層剝落機(jī)制，Underwood在對剪切失效、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)行對比分析后認(rèn)為，鍍層與基體界面附近的剪切應(yīng)力是鍍層界面破壞的主要驅(qū)動力，界面剪切失效是最有可能的鍍層最終失效機(jī)制[11]。

圖1所示為根據(jù)剪切失效理論繪制的槍管橫剖面鍍層受力分析示意圖。圖1中，b為鍍層片段寬度，L為鍍層片段長度，h為鍍層厚度，τ為鍍層片段底部切應(yīng)力，Sc為鍍層內(nèi)部周向正應(yīng)力。由圖1可見，該鍍層片段左側(cè)存在一條張開型裂紋，右側(cè)存在一條閉合型裂紋。射擊時鍍層片段右側(cè)受熱與壓耦合下周向正應(yīng)力作用，鍍層所受熱壓耦合應(yīng)力可表示為

Sc=St+Sp，

(1)

式中：St為熱作用在鍍層內(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。

圖1 槍管鍍層剪切失效模型Fig.1 Shear failure model of coating on gun barrel

為簡化計算，假設(shè)鍍層片段內(nèi)的正應(yīng)力Sc沿鍍層厚度方向均布載荷，以鍍層半厚處的瞬態(tài)熱應(yīng)力和膛壓作用應(yīng)力代替鍍層內(nèi)平均熱應(yīng)力和平均膛壓作用應(yīng)力。瞬態(tài)熱應(yīng)力St在槍管周向上表現(xiàn)為壓應(yīng)力，可表示[12]為

St=Eα[Th/2-T2h]/(1-ν)，

(2)

式中：E為鍍層的彈性模量；α為鍍層的熱膨脹系數(shù)；Th/2為鍍層半厚處溫度；T2h為2倍鍍層厚度處溫度；ν為泊松比。

假設(shè)槍管內(nèi)壁薄層內(nèi)的裂紋分布對膛壓作用應(yīng)力分布無影響，槍管內(nèi)壁薄層的膛壓作用應(yīng)力與無缺陷厚壁圓筒在內(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，

(3)

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

考慮到射擊過程中槍管內(nèi)壁應(yīng)力以熱應(yīng)力為主，為表示及計算方便，假設(shè)壓應(yīng)力方向?yàn)檎?、拉?yīng)力方向?yàn)樨?fù)，故射擊時鍍層片段內(nèi)平均熱壓耦合應(yīng)力可表示為

(4)

根據(jù)Evans等的界面失配力平衡概念[13],當(dāng)鍍層片段內(nèi)產(chǎn)生周向力后，其底部會產(chǎn)生剪切力以平衡周向力，力平衡公式可表示為

τbL=Scbh，

(5)

消元移項(xiàng)后，得

(6)

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)面受周向力作用的面積。

聯(lián)立(4)式和(6)式，鍍層片段底部的剪切應(yīng)力可表示為

(7)

2 槍管壽命預(yù)測模型

2.1 疲勞方程

射擊過程中槍管鍍層與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[14]及修正后的Morrow方程[15]計算得出。當(dāng)平均應(yīng)力σm≠0以及平均應(yīng)變εm≠0時，槍管鍍層與基體界面疲勞損傷壽命計算模型為

(8)

式中：Δε為應(yīng)變幅；σf為材料疲勞強(qiáng)度系數(shù)，σf=σb+350 MPa，σb為材料抗拉強(qiáng)度；N為槍管壽命；b′為疲勞強(qiáng)度指數(shù)，研究認(rèn)為b′=-0.12時壽命估算結(jié)果較為謹(jǐn)慎；εf為材料疲勞延性系數(shù)，εf=ln(1-ψ)-1，ψ為材料斷面收縮率；a為材料的疲勞延性指數(shù)，取值范圍為-0.8～-0.3.

不同于單調(diào)加載情況，低周循環(huán)加載下材料會產(chǎn)生循環(huán)硬化或軟化，其循環(huán)應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系會隨循環(huán)數(shù)而改變，但達(dá)到一定循環(huán)次數(shù)后，材料對變形的抵抗能力會趨于穩(wěn)定。由于循環(huán)穩(wěn)定階段是疲勞壽命的主要階段，一般以穩(wěn)定的循環(huán)應(yīng)力與應(yīng)變曲線表示材料的循環(huán)應(yīng)力和應(yīng)變性質(zhì)，材料的循環(huán)應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系可表示為

(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。設(shè)加載歷史由δ1，δ2，…，δl共l個不同的應(yīng)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[16-17]為

(10)

3 槍管壽命預(yù)測及試驗(yàn)驗(yàn)證

以某5.8 mm小口徑步槍槍管為研究對象，忽略膛線，將槍管簡化為厚壁圓筒，鍍層材料為鉻，鍍層厚度0.01 mm，進(jìn)行槍管壽命預(yù)測計算。為全面評價槍管壽命情況，綜合反映射擊時槍管的溫度場和應(yīng)力場分布狀況，沿槍管軸線選取3個典型截面進(jìn)行壽命預(yù)測，分別為最大膛壓截面(A截面)、距膛口150 mm截面(B截面)和距膛口85 mm截面(C截面)，3個截面在槍管軸向的位置示意圖如圖2所示。

圖2 3個截面軸向位置Fig.2 Axial positions of three chosen sections

3.1 槍管溫度場求解

由(7)式可知，界面剪切應(yīng)力與槍管內(nèi)壁附近溫度分布息息相關(guān)，因此需要對該槍管在射擊過程中的溫度場分布進(jìn)行數(shù)值模擬。根據(jù)國家軍用標(biāo)準(zhǔn)GJB3484—98的要求，該小口徑步槍槍管壽命試驗(yàn)一個完整冷卻周期的射彈量為150發(fā)，共5個彈匣，此150發(fā)彈在射擊過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：單發(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。

利用有限差分法分別對A、B和C3個截面在一個完整冷卻周期內(nèi)的槍管溫度場進(jìn)行求解。假設(shè)射擊過程中每一發(fā)彈的內(nèi)彈道參數(shù)各自獨(dú)立且完全相同，3個截面單發(fā)加載的火藥燃?xì)鉁囟燃皟?nèi)壁強(qiáng)迫對流換熱系數(shù)邊界條件如圖3所示。

圖3 一維徑向傳熱分析內(nèi)壁邊界條件Fig.3 Boundary conditions of inner surface of barrel in 1D radial heat transfer analysis

圖4所示為3個截面首發(fā)射擊時內(nèi)壁溫度變化情況。由圖4可見，槍管內(nèi)壁溫度從高到低依次為A截面、C截面和B截面，射擊過程中槍管內(nèi)壁溫度在軸向上的分布為兩端高、中間低。A截面靠近膛底，對應(yīng)的膛壓最大和火藥燃?xì)鉁囟茸罡?，故?nèi)壁溫度最高；C截面離膛口較近，雖然對應(yīng)的膛壓和火藥燃?xì)鉁囟榷驾^低，但由于該處槍管壁厚較薄，且內(nèi)壁強(qiáng)迫對流換熱系數(shù)較大，內(nèi)壁溫度和A截面反而相差不大。

圖4 首發(fā)射擊過程中槍管內(nèi)壁溫度變化情況Fig.4 Temperature variation of inner surface of barrel during the first firing

3.2 界面剪切應(yīng)力計算

將溫度場求解獲得的3個截面在一個完整冷卻周期內(nèi)的鍍層半厚處及兩倍鍍層厚度處的溫度變化與膛壓載荷共同代入(7)式，便可計算獲得3個典型截面一個完整冷卻周期內(nèi)的界面剪切應(yīng)力變化情況。

各截面單發(fā)加載的膛壓載荷如圖5所示。對比圖4和圖5可發(fā)現(xiàn)，由于熱傳遞需要時間，鍍層半厚處膛壓載荷和溫度載荷達(dá)到峰值的時機(jī)并不一致，膛壓載荷要先于溫度載荷達(dá)到峰值。而由膛壓載荷引起的周向應(yīng)力為拉應(yīng)力，熱載荷引起的周向應(yīng)力為壓應(yīng)力，故在首發(fā)彈的射擊過程中，鍍層內(nèi)周向正應(yīng)力會表現(xiàn)為先拉后壓。圖6所示為首發(fā)射擊時各截面鍍層內(nèi)周向應(yīng)力變化情況。由圖6可見，膛壓越大的位置，其拉應(yīng)力峰值越大。A截面對應(yīng)的拉應(yīng)力和壓應(yīng)力峰值分別為646 MPa和410 MPa，此處膛壓載荷應(yīng)力在首發(fā)射擊過程占據(jù)主導(dǎo)地位。隨著射擊發(fā)數(shù)增加，槍管溫度升高后，熱應(yīng)力會逐漸占據(jù)主導(dǎo)地位，此時膛壓載荷的主要作用開始表現(xiàn)為抑制熱載荷應(yīng)力。

圖5 單發(fā)膛壓載荷Fig.5 Bore pressure load

圖6 首發(fā)射擊時鍍層內(nèi)平均周向正應(yīng)力隨時間變化情況Fig.6 Variation of average circumferential stress in coating during the first firing

由(7)式可知，對于開裂后的鍍層片段而言，其界面切應(yīng)力是周向應(yīng)力Sc和斷裂后的鍍層長厚比L/h的比值，而斷裂后的鍍層長厚比等于鍍層材料抗拉屈服強(qiáng)度和其剪切強(qiáng)度之比[12]，對于特定鍍層而言，L/h有固定的取值范圍，在身管的實(shí)際射擊中發(fā)現(xiàn)，開裂后電解沉積鉻鍍層片段長厚比約為1.5左右[12,18-19]，故本文取1.5作為槍管鉻鍍層斷裂后的典型長厚比，計算150發(fā)射擊過程中的鍍層界面剪切應(yīng)力。

圖7所示為一個完整冷卻射擊周期內(nèi)3個截面界面切應(yīng)力的平均應(yīng)力變化情況。由圖7可見，射擊過程中，平均應(yīng)力的整體變化趨勢是隨著射彈量增加而變大，但在換彈匣間隙的短暫空冷期內(nèi)會因槍管溫度下降而出現(xiàn)小幅下降。在冷卻周期前期，A截面和B截面的平均應(yīng)力都有一段負(fù)值，表明此時鍍層內(nèi)的周向正應(yīng)力以膛壓載荷引起的拉應(yīng)力為主導(dǎo)。

圖7 平均應(yīng)力隨射彈量變化情況Fig.7 Variation of mean stress during whole firing process

圖8所示為一個完整冷卻射擊周期內(nèi)3個截面界面切應(yīng)力的應(yīng)力幅變化情況。由圖8可見，隨著射彈量增加，槍管溫度逐漸升高，槍管材料的導(dǎo)熱性能也隨之下降，進(jìn)而導(dǎo)致單次射擊帶來的槍管近壁溫度脈沖幅值有所下降，因此應(yīng)力幅的整體變化趨勢隨著射彈量增加而降低。對比第1發(fā)和最后一發(fā)的應(yīng)力幅大小可發(fā)現(xiàn)，在整個射擊過程中，3個截面的應(yīng)力幅下降幅度其實(shí)都不大，累積下降量都僅為20 MPa左右。

圖8 界面切應(yīng)力幅隨射彈量變化情況Fig.8 Variation of interface shear stress amplitude during whole firing process

單次射擊過程中，A截面和C截面內(nèi)壁溫度幅值幾乎相等(見圖4)，則忽略膛壓作用時，其對應(yīng)的熱應(yīng)力幅值應(yīng)該相差不大。但是由于A截面處的膛壓應(yīng)力遠(yuǎn)大于C截面，從而導(dǎo)致熱壓耦合作用下兩截面對應(yīng)的切應(yīng)力峰值谷值都不盡相同(見圖6)。因此A截面的應(yīng)力幅在整個冷卻周期內(nèi)始終比C截面大20%左右。

3.3 槍管材料抗拉強(qiáng)度

本文研究的槍管材料為高強(qiáng)度合金鋼，抗拉強(qiáng)度采用隨溫度變化的數(shù)據(jù)，表1所示為試驗(yàn)實(shí)測的該槍鋼不同溫度下對應(yīng)的抗拉強(qiáng)度數(shù)據(jù)。

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

對表1所示數(shù)據(jù)進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合，獲得該槍鋼材料在20～700 ℃范圍內(nèi)抗拉強(qiáng)度隨溫度連續(xù)變化的曲線，如圖9所示。擬合后的抗拉強(qiáng)度隨溫度變化公式可表示為

σb=1 254.9-49.96eT/227.99，

(11)

式中：T為材料溫度。

圖9 槍管材料抗拉強(qiáng)度隨溫度變化擬合曲線Fig.9 Fitted curves of variation of tensile strength at different temperatures

圖9所示為槍管材料抗拉強(qiáng)度隨溫度變化擬合曲線。由圖9可見，該槍管材料在溫度低于400 ℃時，抗拉強(qiáng)度隨溫度升高而下降的趨勢較慢，但在溫度超過400 ℃后，隨著溫度上升，抗拉強(qiáng)度開始大幅下降，且溫度越高、下降率越高。實(shí)際射擊時，槍管近壁層溫度都高達(dá)數(shù)百攝氏度，且會隨著射彈量增加而增高，在這種情況下再采用常溫抗拉強(qiáng)度進(jìn)行壽命預(yù)測，顯然是不符合實(shí)際情況的。

出于極端工況考慮，取各單發(fā)射擊時的界面抗拉強(qiáng)度最小值——界面溫度達(dá)到峰值時的界面抗拉強(qiáng)度進(jìn)行槍管壽命預(yù)測。圖10所示為一個完整冷卻周期內(nèi)，槍管鋼鉻交界面溫度峰值隨射彈量增加變化情況。由圖10可見，A、C截面的界面溫度峰值在整個射擊過程中都大于400 ℃，而B截面的界面溫度在整個射擊過程中都要比A、C截面低100 ℃以上。

圖10 槍管界面溫度峰值隨射彈量變化情況Fig.10 Variation of peak interface temperature during whole firing process

結(jié)合(11)式及圖10界面溫度變化，計算得到各截面對應(yīng)的槍管鋼鉻結(jié)合面抗拉強(qiáng)度隨射彈量增加變化情況如圖11所示。由圖11可見，在射擊開始階段，由于槍管溫度較低，3個截面對應(yīng)的界面抗拉強(qiáng)度之間差異并不是很大，而隨著射彈量增加，槍管溫度升高后，各截面對應(yīng)的界面抗拉強(qiáng)度之差逐漸增大。然而由于材料高溫強(qiáng)度缺乏700 ℃以上的實(shí)測數(shù)據(jù)，而根據(jù)擬合公式計算出700 ℃以上高溫強(qiáng)度都極低甚至出現(xiàn)負(fù)值。事實(shí)上，當(dāng)溫度超過700 ℃時，鋼材料晶格會發(fā)生體心立方(BCC)到面心立方(FCC)的相變，材料強(qiáng)度下降幅度也會變緩。而在本文研究的3個截面中，只有A截面的界面溫度在射擊過程中超過了700 ℃，且界面溫度超過700 ℃的時期僅占整個冷卻周期非常小的一部分，在此時期內(nèi)是否采用更低的抗拉強(qiáng)度進(jìn)行壽命預(yù)測，對A截面的整體疲勞累積壽命預(yù)測結(jié)果并不會產(chǎn)生顛覆性影響。故本文在計算A截面壽命時，溫度超過700 ℃后的界面抗拉強(qiáng)度都采用700 ℃時的數(shù)據(jù)。

圖11 槍管界面抗拉強(qiáng)度隨射彈量變化情況Fig.11 Variation of interface tensile strength during whole firing process

3.4 壽命預(yù)測結(jié)果及試驗(yàn)驗(yàn)證

由圖10可知，B截面在射擊過程中溫度較低，對應(yīng)的應(yīng)力幅最低(見圖8)，而界面抗拉強(qiáng)度最大(見圖11)。最終進(jìn)行壽命預(yù)測得出的B截面等幅載荷壽命和疲勞累積損傷壽命都遠(yuǎn)大于A、C截面。顯然，根據(jù)短板理論，槍管的壽命預(yù)測結(jié)果不能采用B截面壽命，而A、C兩截面的預(yù)測壽命更為接近槍管真實(shí)壽命，故下文僅以應(yīng)力狀態(tài)較為接近且壽命預(yù)測結(jié)果相差不大的A、C截面為比較對象進(jìn)行分析。

圖12所示為A、C截面對應(yīng)的等幅載荷壽命隨射彈量增加變化情況。如圖12所示，整個射擊過程中C截面的等幅載荷壽命都大于A截面。雖然射擊過程中，C截面對應(yīng)的鍍層內(nèi)周向正應(yīng)力峰值大于A截面(見圖6),界面切應(yīng)力平均應(yīng)力也始終大于A截面(見圖7)，但其應(yīng)力幅卻小于后者(見圖8)，且界面抗拉強(qiáng)度較大(見圖11)。由此可見，鍍層的剪切疲勞壽命主要受切應(yīng)力應(yīng)力幅和界面抗拉強(qiáng)度大小影響，而并非受界面切應(yīng)力的峰值或平均應(yīng)力大小控制。切應(yīng)力應(yīng)力幅越大，界面抗拉強(qiáng)度越小，則鍍層的剪切疲勞壽命越小。隨著累積射彈量增加，兩截面的切應(yīng)力應(yīng)力幅整體上呈略微下降趨勢，但其等幅載荷壽命卻隨著界面抗拉強(qiáng)度的下降而迅速衰減，表明連續(xù)射擊過程中近壁溫度升高帶來的界面抗拉強(qiáng)度下降，是導(dǎo)致鍍層破壞及槍管壽終的主要誘因之一。

表2所示為不同累積射彈量時鍍層等幅載荷壽命及相對于第1發(fā)的下降率。由表2可見：當(dāng)射擊進(jìn)行到第2個彈匣累積射彈量達(dá)到60發(fā)時，A、C截面的等幅載荷壽命都已不足第1發(fā)的一半；當(dāng)射擊進(jìn)行到第5個彈匣時，A、C截面的等幅載荷壽命衰減率分別達(dá)到95.5%和87.9%，材料高溫強(qiáng)度對槍管壽命的影響可見一斑，提高槍管材料高溫強(qiáng)度對槍管壽命的提升意義重大。

圖12 槍管等幅載荷壽命隨射彈量變化情況Fig.12 Variation of barrel life under constant amplitude loading during whole firing process

表2 不同射彈量時的槍管等幅載荷壽命及壽命下降率Tab.2 Barrel lives under constant amplitude loading and life droop rates for different firing shots

換彈匣間隙的短暫空冷帶來的槍管近壁溫度下降引起了槍管應(yīng)力狀態(tài)的一系列變化，如平均應(yīng)力下降及界面抗拉強(qiáng)度回升等，這一系列變化最終導(dǎo)致槍管的等幅載荷壽命在換彈匣后再次射擊時會出現(xiàn)短暫回升。以A截面為例，第30發(fā)彈對應(yīng)的等幅載荷壽命為76 185發(fā)，第31發(fā)對應(yīng)的等幅載荷壽命為87 051發(fā)，比第30發(fā)上升了14.3%，與第20發(fā)對應(yīng)的87 608發(fā)非常接近。幾秒鐘的短暫空冷即可以帶來槍管等幅載荷壽命的大幅提升，因此實(shí)際射擊中，采用科學(xué)合理的射擊規(guī)范，如盡量采用單發(fā)或者短點(diǎn)射以減緩槍管近壁溫度的上升速度，并及時冷卻過熱的槍管，可以有效提高槍管壽命。

根據(jù)疲勞損傷累積理論，計算得出A、C截面對應(yīng)疲勞損傷累積壽命分別為10 446發(fā)和15 569發(fā)，A截面的疲勞壽命在本文研究的3個截面中最低。由于A截面的膛壓在槍管中最高，在射擊過程中承受熱沖擊作用的時間最長，工作環(huán)境最為惡劣，故可將A截面所處區(qū)域，即最大膛壓區(qū)的壽命(10 446發(fā))視為整根槍管的疲勞壽命。為了驗(yàn)證上述壽命預(yù)測模型及預(yù)測結(jié)果的正確性，對該小口徑步槍進(jìn)行槍管壽命試驗(yàn)驗(yàn)證。試驗(yàn)驗(yàn)證槍兩支，分別編號為1號槍和2號槍，壽命試驗(yàn)流程按照國家軍用標(biāo)準(zhǔn)GJB3484—98槍械性能試驗(yàn)方法執(zhí)行。對于槍管燒蝕壽命的壽終判別標(biāo)準(zhǔn)，目前有初速下降率、橫彈孔率和散布密集度R50大小3個標(biāo)準(zhǔn)，其中R50為包含總測彈量一半彈著點(diǎn)的最小圓半徑，但在對本文所研究的小口徑步槍歷次壽命試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，該槍槍管全部是因?yàn)镽50值超標(biāo)而壽終，因此在實(shí)際應(yīng)用中均以R50超標(biāo)時的射彈數(shù)作為該小口徑步槍槍管的壽命。壽命試驗(yàn)中，每隔一定階段測試被試槍支在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3所示為兩支被試槍支不同試驗(yàn)階段對應(yīng)的R50變化情況以及壽終時的累計射彈量。

表3 槍管壽命試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Life test results of gun barrel

本文基于鍍層界面剪切疲勞損傷累積理論預(yù)測的槍管壽命與兩支被試槍支的壽命試驗(yàn)結(jié)果相比，誤差分別為1.4%和1.8%，表明本文所建模型和預(yù)測方法是正確的、可行的，鍍層的界面剪切疲勞失效是導(dǎo)致槍管壽終的重要原因。

4 結(jié)論

本文基于界面剪切失效理論，計算了某小口徑步槍在射擊過程中，熱壓耦合作用下的鍍層界面剪切應(yīng)力；結(jié)合疲勞損傷累積理論，提出了基于槍管鍍層與基體界面剪切疲勞損傷累積的槍管壽命預(yù)測模型；采用隨溫度變化的非線性抗拉強(qiáng)度數(shù)據(jù)，對該小口徑步槍連續(xù)射擊過程中的壽命進(jìn)行了預(yù)測。得到主要結(jié)論如下：

1)鍍層剪切疲勞壽命主要受界面切應(yīng)力的應(yīng)力幅大小影響，而非受界面切應(yīng)力的峰值或平均應(yīng)力大小控制。

2)槍管材料高溫強(qiáng)度是影響槍管壽命的重要因素，槍管近壁溫度升高帶來的界面抗拉強(qiáng)度下降是導(dǎo)致鍍層破壞及槍管壽終的主要誘因之一；采用科學(xué)合理的射擊規(guī)范，減緩槍管近壁溫度的上升速度，并及時冷卻過熱的槍管，可以有效提高槍管壽命。

3)最大膛壓截面的壽命在槍管中最低，可以將該位置的壽命視為整根槍管壽命。

4)基于鍍層界面剪切疲勞損傷累積的槍管壽命預(yù)測模型是可行的、正確的，鍍層界面剪切疲勞失效是導(dǎo)致槍管壽終的重要原因。