沖擊載荷作用下身管疲勞行為研究

鄭 靖，李慧杰，吳 斌

(陸軍炮兵防空兵學(xué)院， 合肥 230031)

1 引言

身管、彈丸和發(fā)射藥是身管武器發(fā)射的基本三要素。以大口徑線膛炮為例，火炮發(fā)射時，發(fā)射藥燃燒生成高溫火藥燃?xì)?，?dāng)其壓力達(dá)到一定數(shù)值時，彈丸在壓力作用下開始啟動，彈帶擠進(jìn)坡膛和膛線起始部直至膛線全深，隨后，彈丸在高壓火藥燃?xì)庾饔孟虏粩嗉铀俨@得必要的轉(zhuǎn)速，最后以一定的初速從炮口脫離身管約束進(jìn)入大氣中飛向預(yù)定目標(biāo)。在通常不超過20 ms的內(nèi)彈道期間，身管膛內(nèi)發(fā)生復(fù)雜的物理化學(xué)變化：一是高溫火藥燃?xì)鈱?nèi)膛表面的快速加熱和燒蝕；二是因彈帶與內(nèi)膛表面間高速摩擦以及高速燃?xì)饬鞯拇滴g作用引起的膛表金屬磨損；三是動態(tài)沖擊載荷作用造成的身管疲勞損傷，尤其是膛表裂紋在疲勞作用下沿徑向由內(nèi)向外的擴(kuò)展可能導(dǎo)致身管因剩余強(qiáng)度不足而發(fā)生災(zāi)難性的斷裂事故，即發(fā)生膛炸，其后果往往是炮毀人亡。

燒蝕磨損(對大口徑火炮而言統(tǒng)稱為磨損)和疲勞是決定身管壽命的2個重要因素，相應(yīng)的身管壽命分別稱之為身管磨損壽命與身管疲勞壽命，且身管的實(shí)際使用壽命由兩者中的壽命發(fā)數(shù)較少者決定。磨損通常造成身管沿軸向不均勻的直徑增大，改變了彈丸(彈帶)與身管內(nèi)膛之間的初始過盈量，進(jìn)而引起膛壓下降，導(dǎo)致初速和射擊精度降低。在炮口和藥室處的內(nèi)膛表面有時甚至用肉眼就可觀察到嚴(yán)重的燒蝕磨損，對不便于直接觀察的身管內(nèi)膛則可用窺膛鏡等工具進(jìn)行燒蝕磨損的宏觀評判。但是，身管的疲勞損傷很難進(jìn)行有效評估。因此，針對身管磨損機(jī)理及抗磨延壽技術(shù)，國內(nèi)外開展了大量的研究，在工程中得到較為廣泛應(yīng)用的有內(nèi)膛鍍鉻和發(fā)射藥中加入緩蝕劑，近年來，隨著對內(nèi)膛磨損機(jī)理研究的深化，各種新的內(nèi)膛防護(hù)技術(shù)也不斷涌現(xiàn)，這方面的研究仍是方興未艾。相對而言，身管疲勞的研究則較滯后。直到1966年美軍175 mm加農(nóng)炮身管在越南戰(zhàn)爭中發(fā)生膛炸事故，身管疲勞破壞才引起了人們的注意。應(yīng)用當(dāng)時新興的斷裂力學(xué)成果，研究人員綜合考慮了炮鋼的強(qiáng)度和斷裂韌性之間的平衡，將身管的靜態(tài)設(shè)計(jì)更新為考慮疲勞損傷的動態(tài)設(shè)計(jì)，并在設(shè)計(jì)中確保身管疲勞壽命長于磨損壽命。

身管疲勞行為研究包括疲勞損傷機(jī)理和抗疲勞研究兩方面。由于初始微裂紋起源于受燒蝕磨損作用的內(nèi)膛表面且在沖擊載荷作用下沿身管徑向由內(nèi)向外擴(kuò)展，通常大口徑火炮身管壁厚達(dá)50～70 mm，因此，若不借助復(fù)雜的專用儀器則很難檢測身管壁內(nèi)的裂紋。美軍175 mm加農(nóng)炮身管膛炸事故原因分析表明，1條9.4 mm深的裂紋使得身管即使在正常發(fā)射條件下也無法承受膛壓作用而發(fā)生脆性斷裂。為提高身管疲勞壽命，研究人員采取了兩方面技術(shù)措施：一是從材料學(xué)角度，進(jìn)一步提高炮鋼綜合性能，例如采用電渣重熔鋼；二是從制造工藝角度，采用自緊技術(shù)在身管內(nèi)壁及其鄰近區(qū)域引入有益的殘余壓應(yīng)力。盡管這些措施有效延長了身管疲勞壽命，但微裂紋形成、長大并在身管壁內(nèi)擴(kuò)展卻是不爭的事實(shí)，這成為影響身管發(fā)射安全性的重要隱患。近年來，包括我國在內(nèi)的世界各國均發(fā)生了不同類型火炮的膛炸惡性發(fā)射安全性事故，盡管膛炸事故發(fā)生的原因較為復(fù)雜多樣，但身管疲勞損傷造成的裂紋擴(kuò)展在身管服役全壽命周期中始終存在，事實(shí)上構(gòu)成了客觀的發(fā)射安全性隱患。如何實(shí)現(xiàn)對身管健康在服役期間的全程、全時監(jiān)控并在恰當(dāng)時機(jī)報(bào)廢具有極大發(fā)射風(fēng)險(xiǎn)的身管以確保人、炮安全是一個世界性難題。

火炮發(fā)射的特殊性為其身管疲勞行為研究造成了極大的困難。傳統(tǒng)上，身管疲勞壽命評定采用實(shí)彈射擊和實(shí)驗(yàn)室液壓疲勞試驗(yàn)相結(jié)合的方法進(jìn)行，即發(fā)射幾發(fā)彈使身管內(nèi)膛表面產(chǎn)生初始微裂紋，再將包含最大膛壓區(qū)域在內(nèi)的部分身管或全尺寸身管置于專用的液壓疲勞試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行試驗(yàn)直至破壞，綜合考慮已發(fā)射彈數(shù)和液壓疲勞循環(huán)數(shù)的折算數(shù)以作為最后的身管疲勞壽命。這種方法存在的關(guān)鍵不足之處在于未考慮火炮發(fā)射時沖擊載荷對身管疲勞行為影響的特殊規(guī)律，此外，液壓疲勞循環(huán)次數(shù)的折算系數(shù)也缺乏科學(xué)依據(jù)。鑒于身管疲勞實(shí)驗(yàn)研究的復(fù)雜性，國內(nèi)外較多采用數(shù)值仿真方法研究沖擊載荷作用下的身管疲勞行為或膛炸現(xiàn)象。針對該方法未充分考慮火炮發(fā)射時動態(tài)載荷對身管的沖擊疲勞作用，作者研制了一套身管液壓疲勞試驗(yàn)裝置，采用文獻(xiàn)[16]提出的基于應(yīng)變的身管健康監(jiān)測方法，開展了沖擊載荷作用下的身管疲勞行為研究，并在MTS Landmark 370.50進(jìn)行了低加載速率條件下的液壓疲勞試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果揭示了身管沖擊疲勞的內(nèi)在本質(zhì)。

2 液壓加載身管疲勞試驗(yàn)裝置

低應(yīng)變率液壓疲勞試驗(yàn)中管件采用MTS Landmark 370.50加載進(jìn)行疲勞循環(huán)，管件內(nèi)產(chǎn)生的內(nèi)壓峰值較小，而且變化的速率較慢。盡管在管件外壁面引起的應(yīng)變絕對值較大，但管件內(nèi)的應(yīng)變率仍較小。火炮發(fā)射時，從擊發(fā)到彈丸出火炮口，其過程通常不超過20 ms，加載于身管內(nèi)膛的膛壓在幾毫秒內(nèi)上升至峰值，身管材料內(nèi)產(chǎn)生的應(yīng)變率可達(dá)10～10。因此，針對發(fā)射時高加載速率疲勞與高速摩擦磨損的身管載荷作用方式和結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，本文將液壓疲勞試驗(yàn)和氣炮動態(tài)沖擊加載試驗(yàn)兩者有機(jī)結(jié)合，提出了高應(yīng)變率沖擊液壓條件下研究身管疲勞壽命，并建立了一種基于氣炮加載的身管沖擊疲勞壽命試驗(yàn)方法，對基于應(yīng)變監(jiān)測的身管健康和剩余壽命評估方法開展了進(jìn)一步的試驗(yàn)研究。如圖1所示，該裝置主要由氣炮(Gas gun)、撞擊桿(Striker bar)、激光測速器(Speed trap)、聚碳酸脂緩沖桿(Polycarbonate buffer)、試樣管(Specimen tube)、壓力傳感器(Pressure transducer)、應(yīng)變(Strain gages)、底座(Bottom)以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(圖中未畫出)等組成，工作介質(zhì)為液體油或者水(Water)。

圖1 基于氣炮加載的身管疲勞試驗(yàn)裝置原理示意圖

身管疲勞壽命沖擊試驗(yàn)裝置的工作原理為：試驗(yàn)前將各部分依次連接好，應(yīng)變測量和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)處于工作狀態(tài)，檢查無誤后開始試驗(yàn)。開啟高壓氮?dú)馄块y門(也可采用壓縮空氣)，操作氣炮發(fā)射控制系統(tǒng)，對氣炮的氣室進(jìn)行充氣，達(dá)預(yù)定壓力后關(guān)閉氣瓶閥門。按下發(fā)射按鈕，氣室放氣閥門瞬間打開，釋放的高壓氮?dú)怛?qū)動撞擊桿，并使其以一定的初速(由氣炮口處的激光測速器測量)撞擊聚碳酸脂緩沖桿，進(jìn)而使工作介質(zhì)急劇壓縮升壓，形成沖擊內(nèi)壓，試樣在應(yīng)力波作用下變形并由粘貼的應(yīng)變片測量，再經(jīng)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進(jìn)行記錄和分析。

3 液壓疲勞試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 表面加工質(zhì)量

對未預(yù)制裂紋的完好試樣，無論是準(zhǔn)靜態(tài)(低應(yīng)變率)液壓疲勞試驗(yàn)還是動態(tài)沖擊(高應(yīng)變率)液壓試驗(yàn)，經(jīng)過一定的循環(huán)加載后，采用Xradia 520 Versa檢測，均未發(fā)現(xiàn)初始裂紋形成。同時，還發(fā)現(xiàn)對少量試樣，因內(nèi)、外表面切削加工表面質(zhì)量不同，尤其是對外表面加工較為粗糙的試樣，刀痕等處成為應(yīng)力集中點(diǎn)，為初始裂紋形核提供了有利條件。如圖2所示，該試樣外表面較內(nèi)表面加工質(zhì)量粗糙(圖2(a))，故初始裂紋在外表面形成進(jìn)而由外向內(nèi)擴(kuò)展，最終貫穿管壁(圖2(b))，液壓油從內(nèi)向處濺射而出。圖2(c)所示為內(nèi)壁預(yù)制軸向裂紋缺陷的試樣，在液壓疲勞載荷作用下，初始裂紋在該缺陷處形成并由內(nèi)向外擴(kuò)展，最終也貫穿管壁，液壓油由此濺射而出，并在外表面裂紋處形成頸縮現(xiàn)象。

圖2 切削加工表面質(zhì)量對初始裂紋形成的影響示意圖

圖3所示為厚壁圓筒在內(nèi)壓作用下在管壁內(nèi)形成的應(yīng)力分布。在裂紋起始階段，疲勞是一個材料表面的現(xiàn)象，它對各種表面狀態(tài)很敏感，如表面粗糙度等。外表面刀痕產(chǎn)生應(yīng)力集中，在循環(huán)內(nèi)壓的反復(fù)作用下，微裂紋在該處萌生，并沿徑向由外向內(nèi)擴(kuò)展形成宏觀裂紋，直至貫穿管壁。在裂紋擴(kuò)展階段，疲勞取決于材料的裂紋擴(kuò)展抗力，而不取決于材料的表面狀態(tài)。隨著循環(huán)載荷的反復(fù)作用，微裂紋萌生、擴(kuò)展，逐漸形成一條主裂紋。在裂紋擴(kuò)展階段中，裂紋擴(kuò)展方向與最大主應(yīng)力方向垂直。外面表產(chǎn)生的初始裂紋承受循環(huán)拉應(yīng)力的作用，裂紋擴(kuò)展的方向在宏觀上垂直于載荷方向，即沿徑向由外向內(nèi)。每一次加載過程，裂紋尖端的塑性變形使裂紋張開，滑移變形將引起一定程度的裂紋增長，其特征與I型裂紋基本一致。

圖3 厚壁圓筒在內(nèi)壓下形成的應(yīng)力分布示意圖

該試驗(yàn)現(xiàn)象和結(jié)果表明：對現(xiàn)役的火炮而言，在服役過程中應(yīng)避免其身管外表面在運(yùn)輸或訓(xùn)練中受到損傷。一旦受損，在火炮發(fā)射的內(nèi)壓作用下，該處成為應(yīng)力集中點(diǎn)，會引起裂紋形核、生成和擴(kuò)展，影響發(fā)射安全性。也就是說，從發(fā)射安全性角度來說，外壁面受機(jī)械損傷的身管必須更換。

3.2 裂紋形狀

試樣內(nèi)壁面分別預(yù)制了矩形(圖4(a))、半橢圓(圖4(b))、三角形等幾種人工缺陷，試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，三角形缺陷較矩形缺陷更有利于初始裂紋的形成。對矩形缺陷而言，其在2個近似直角的拐角處形成了初始裂紋，該處為應(yīng)力集中區(qū)；同理，半橢圓形缺陷較矩形缺陷也易形成初始裂紋，在同樣的載荷作用下，疲勞循環(huán)次數(shù)較少時就發(fā)生破裂失效(圖4(c))。此外，預(yù)制裂紋的方向也對其疲勞壽命有較大影響(圖4(d))，例如，預(yù)制缺陷沿45°方向較90°方向的試樣，至失效時疲勞循環(huán)次數(shù)要多。

3.3 裂紋深度

圖5所示為預(yù)制裂紋缺陷深度不同的試樣在相同載荷條件下的平均循環(huán)次數(shù)，其中，裂紋深度為0代表無預(yù)制裂紋缺陷。由圖5可知：預(yù)制缺陷深度越大，則至其疲勞失效時的循環(huán)次數(shù)越少，該試驗(yàn)?zāi)M的是已發(fā)射了不同數(shù)目彈丸的身管，即身管健康狀態(tài)劣化程度不同，即使是發(fā)射同類型彈丸，那么，每發(fā)彈造成的損傷也是不同的。通常，在檢測身管內(nèi)膛燒蝕磨損程度時，通過測量膛線起始部向前25.4 mm的膛徑增大量，也一定程度上定性地反映了身管疲勞狀況，即燒蝕磨損嚴(yán)重的身管，其疲勞損傷程度也較大。

圖4 不同預(yù)制人工缺陷對初始裂紋形成的影響 及其直方圖

圖5 預(yù)制裂紋缺陷深度不同試樣的循環(huán)加載次數(shù)曲線

3.4 加載頻率

通常，身管壽命評定是按一定的射擊規(guī)范來進(jìn)行的。但實(shí)際中，火炮有正常射速、爆發(fā)射速等，因此，火炮在高射速持續(xù)射擊條件下的壽命要比設(shè)計(jì)值低得多。一方面，身管因熱作用引起力學(xué)性能降低，燒蝕磨損加劇；另一方面，高頻率的沖擊載荷進(jìn)一步加劇了裂紋的形成和擴(kuò)展。在MTS LandMark上進(jìn)行的準(zhǔn)靜態(tài)液壓疲勞試驗(yàn)選用了5 Hz和10 Hz兩種加載頻率，試驗(yàn)結(jié)果(圖6)表明，頻率越高，疲勞壽命越短。

圖6 不同加載頻率循環(huán)次數(shù)直方圖

3.5 載荷大小與加載順序

對預(yù)制裂紋缺陷相同的2個試樣，一個在-5.5/-55 kN作用下準(zhǔn)靜態(tài)液壓疲勞，經(jīng)16 725 cycles循環(huán)后裂紋擴(kuò)展至外壁致其開裂(圖7(a))，另一個先0.5 MPa 沖擊加載147 次，然后在-5.5/-55 kN條件下循環(huán)加載65 036次，再經(jīng)-8.5/-85 kN循環(huán)加載4 728 cycles裂紋已擴(kuò)展，仍未開裂(圖7(b))。

圖7 不同載荷和加載順序?qū)ζ趽p傷的影響及其曲線

該試驗(yàn)結(jié)果表明：載荷大小、加載順序?qū)δM身管的疲勞壽命有顯著影響。已有的疲勞試驗(yàn)結(jié)果表明，先小載荷加載再用大載荷加載，與先大載荷加載再用小載荷加載，二者的疲勞循環(huán)次數(shù)是不同的。通常，小載荷的作用在一定條件下甚至可忽略不計(jì)。但是，一旦初始裂紋形成后，即使是小載荷，其對裂紋的擴(kuò)展仍有貢獻(xiàn)率。實(shí)踐中，對大口徑火炮而言，發(fā)射藥有不同的裝藥號，有不同的彈種，因此，在平常訓(xùn)練中，為延長身管使用壽命，則可采用減裝藥、低射速進(jìn)行實(shí)彈射擊訓(xùn)練；若在緊急或戰(zhàn)時，即使對身管的損傷會加劇，以全裝藥甚至強(qiáng)裝藥、高射速完成任務(wù)成為首要選擇。

3.6 載荷特性

圖8所示為某120 mm身管發(fā)射一定發(fā)數(shù)彈后再經(jīng)液壓疲勞試驗(yàn)發(fā)生斷裂的宏觀形貌。由圖中可知，射擊后，身管內(nèi)膛產(chǎn)生嚴(yán)重的燒蝕磨損，形成了大量的應(yīng)力集中區(qū)，初始裂紋的形核在這些應(yīng)力集中區(qū)雖具有隨機(jī)性，但其形成是必然的。一條半橢圓疲勞裂紋形成并沿徑向由內(nèi)向外擴(kuò)展，經(jīng)過一定次數(shù)的液壓循環(huán)后，身管產(chǎn)生了最終的快速斷裂，該區(qū)域較小且離外壁面很近，即身管近似形成了穿透型疲勞破壞，這也是理想的身管失效形式。圖9所示為先射擊后液壓疲勞試驗(yàn)產(chǎn)生穿透型裂紋的身管外表面形貌，與圖2(d)所示的準(zhǔn)靜態(tài)液壓疲勞試驗(yàn)中模擬身管疲勞失效產(chǎn)生的外表面頸縮現(xiàn)象非常相似。然而，采用液壓疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行身管疲勞壽命試驗(yàn)，盡管其最大壓力可以達(dá)到甚至超過射擊時產(chǎn)生的峰值膛壓，但其加載速率較低，因此，發(fā)射時的沖擊載荷特性以及因此而產(chǎn)生的材料的高應(yīng)變率效應(yīng)均未能實(shí)現(xiàn)。所以，在低加載速率疲勞試驗(yàn)條件下身管斷裂失效的宏觀形貌與實(shí)際身管膛炸產(chǎn)生的斷裂形貌相差甚遠(yuǎn)，這再次說明，傳統(tǒng)的低加載速率液壓疲勞試驗(yàn)尚不能揭示火炮服役條件下的身管疲勞行為。

圖8 某120 mm身管斷裂表面形貌

圖9 身管外表面失效形貌

圖10所示為動態(tài)沖擊液壓疲勞載荷作用下，模擬身管發(fā)生撕裂型斷裂，與身管膛炸現(xiàn)象極為相似。從圖10可以清晰地看到，身管斷面沿徑向分成3個明顯的區(qū)域，①區(qū)是用電火花脈沖在管壁內(nèi)表面加工的10 mm×0.8 mm×0.8 mm的人工缺陷，旨在模擬火炮身管內(nèi)膛因燒蝕磨損提供的應(yīng)力集中區(qū)；②區(qū)是370次沖擊載荷形成的裂紋擴(kuò)展區(qū)，光亮的疲勞條紋非常明顯，一條主裂紋(紅色標(biāo)記內(nèi))從①區(qū)表面形成并沿徑向向外擴(kuò)展；當(dāng)該裂紋擴(kuò)展到一定長度時，局部強(qiáng)度嚴(yán)重削弱，剩余強(qiáng)度不足以承受沖擊載荷作用，故在第370次沖擊加載時突然爆裂，產(chǎn)生類似火炮身管膛炸的效果，形成了模擬身管被撕裂后灰暗、粗糙的③區(qū)。

圖10 動態(tài)沖擊液壓疲勞作用下的模擬身管斷裂形貌

圖11所示的模擬身管先在MTS LandMark上經(jīng)-5.5/55 kN循環(huán)9952次后，監(jiān)測發(fā)現(xiàn)外壁面周向應(yīng)變已進(jìn)入失穩(wěn)擴(kuò)展斷裂階段，于是迅速停機(jī)，隨后該試樣在沖擊液壓疲勞試驗(yàn)裝置上，經(jīng)0.3 MPa沖擊載荷作用9次后，再在0.5 MPa沖擊加載下發(fā)生爆裂。該試驗(yàn)的設(shè)計(jì)目的是驗(yàn)證對服役的已發(fā)射一定發(fā)數(shù)彈丸的身管，即健康已發(fā)生退化的身管，在正常發(fā)射條件下，即在設(shè)計(jì)膛壓內(nèi)，也可能發(fā)生膛炸，類似于美175 mm火炮發(fā)生的膛炸事故。本次試驗(yàn)結(jié)果證實(shí)了該設(shè)想。圖11中同樣存在很明顯的①區(qū)、②區(qū)和③區(qū)。與圖10所示中3個區(qū)域不同的是，②區(qū)明顯較大，而③區(qū)較小，紅色標(biāo)記內(nèi)的一條主裂紋延伸到②區(qū)和③區(qū)的界面處，模擬身管的局部強(qiáng)度大幅削弱，剩余強(qiáng)度已不能承受第10次沖擊載荷的作用而導(dǎo)致身管破裂。

圖11 準(zhǔn)靜態(tài)和動態(tài)沖擊疲勞復(fù)合作用下身管斷裂形貌

4 結(jié)論

研制了身管沖擊液壓疲勞試驗(yàn)裝置，為揭示身管沖擊疲勞的本質(zhì)規(guī)律提供了新手段。依托該裝置，在實(shí)驗(yàn)室條件下再現(xiàn)了身管脹膛和膛炸現(xiàn)象。試驗(yàn)結(jié)果表明：模擬身管預(yù)制的人工缺陷形成應(yīng)力集中區(qū)(類似于采用實(shí)彈射擊在身管內(nèi)膛表面產(chǎn)生初始微裂紋)，在沖擊載荷作用下，主裂紋形成并沿徑向擴(kuò)展，造成身管剩余強(qiáng)度局部嚴(yán)重削弱，最終在裂紋擴(kuò)展至臨界尺寸時身管因無法承受再一次的沖擊載荷作用而撕裂破壞。

液壓疲勞試驗(yàn)結(jié)果表明：模擬身管的表面加工質(zhì)量、在模擬身管內(nèi)表面預(yù)制的人工缺陷(裂紋)的形狀和深度、疲勞載荷的大小、加載頻率和加載順序等因素對身管疲勞行為均有影響。因此，要從設(shè)計(jì)、制造、使用、維護(hù)和保養(yǎng)等方面綜合施策以延長身管疲勞壽命。