內(nèi)能式轉(zhuǎn)管艦炮活塞桿斷裂原因計(jì)算分析

吳寶雙，張海洋，楊宏亮，劉明敏，樊永鋒

(中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司第七一三研究所，河南 鄭州 450015)

0 引 言

轉(zhuǎn)管自動(dòng)炮主要利用其高發(fā)射率、高密集度、高可靠性參與現(xiàn)代空戰(zhàn)和承擔(dān)水面艦艇的末端防空反導(dǎo)使命，轉(zhuǎn)管自動(dòng)炮在研制、改進(jìn)和使用過程中對(duì)零部件疲勞壽命問題研究不斷重視。某內(nèi)能式轉(zhuǎn)管自動(dòng)炮是基于火藥氣體發(fā)動(dòng)機(jī)的原理工作的，彈丸發(fā)射后，炮管內(nèi)的火藥燃?xì)庖来螐拿總€(gè)炮管上的導(dǎo)氣孔交替進(jìn)入氣缸前、后工作腔，推動(dòng)氣缸內(nèi)活塞進(jìn)行往復(fù)運(yùn)動(dòng)，活塞的往復(fù)運(yùn)動(dòng)又經(jīng)后蓋組的曲柄連桿機(jī)構(gòu)轉(zhuǎn)換成身管組的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)。該內(nèi)能式轉(zhuǎn)管自動(dòng)炮在某次射擊試驗(yàn)時(shí)出現(xiàn)了活塞桿斷裂現(xiàn)象，導(dǎo)致射擊循環(huán)無法正常進(jìn)行，嚴(yán)重影響轉(zhuǎn)管自動(dòng)炮戰(zhàn)斗力的充分發(fā)揮，也引起了專家組及設(shè)計(jì)者對(duì)活塞桿強(qiáng)度及疲勞問題的高度重視。

疲勞失效問題往往是在機(jī)械系統(tǒng)運(yùn)行過程中突然發(fā)生的，很難被及時(shí)發(fā)現(xiàn)，難以實(shí)現(xiàn)有效的預(yù)防性維修。在轉(zhuǎn)管自動(dòng)炮射擊循環(huán)過程中，活塞桿直接承載著火藥燃?xì)獾拿}沖作用力，工作環(huán)境惡劣，測(cè)試人員又難以直接觀察和測(cè)量脈沖載荷。傳統(tǒng)的測(cè)試和計(jì)算方法難以直接用于活塞桿失效分析，借鑒經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行判斷不夠準(zhǔn)確。因此，如何進(jìn)行理論分析及運(yùn)用科學(xué)的仿真手段來解釋活塞桿的斷裂及預(yù)測(cè)它的疲勞壽命，為活塞桿的結(jié)構(gòu)改進(jìn)提供理論參考。

易當(dāng)祥等[1]對(duì)自行火炮行動(dòng)系統(tǒng)扭力軸進(jìn)行疲勞仿真，運(yùn)用MM（modified miner）法則和EM（elemental miner）法則對(duì)材料疲勞特性進(jìn)行修正，對(duì)比得出MM法則對(duì)疲勞曲線的編輯更為合理。袁菲對(duì)火炮傳動(dòng)系統(tǒng)中齒輪的疲勞壽命進(jìn)行研究，預(yù)測(cè)了齒輪的壽命次數(shù)。胡慧斌[2]對(duì)沖擊載荷作用下抽筒子疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測(cè)，基于協(xié)調(diào)仿真得到載荷譜及危險(xiǎn)部位應(yīng)力譜，利用材料的S-N規(guī)律說明武器關(guān)重件疲勞分析的一般流程。但上述研究均沒有涉及關(guān)重件運(yùn)動(dòng)特性的理論分析，忽略了自身慣性力對(duì)疲勞壽命的影響，本文對(duì)試驗(yàn)中活塞桿斷裂原因進(jìn)行了材料的理化分析，對(duì)活塞桿強(qiáng)度進(jìn)行了有限元校核，再用仿真技術(shù)預(yù)測(cè)活塞桿的疲勞壽命。

1 轉(zhuǎn)管自動(dòng)炮結(jié)構(gòu)原理[3]

內(nèi)能式轉(zhuǎn)管自動(dòng)炮是將多根身管（一般3～11根）在圓周方向均勻排列，并固定在一炮尾上，每根身管配有一套機(jī)心組件，機(jī)心組件位于機(jī)匣的縱向?qū)Р蹆?nèi)，身管組共用一個(gè)開鎖器和閉鎖器。工作時(shí)彈丸發(fā)射后，炮管內(nèi)的火藥燃?xì)庖来螐拿總€(gè)炮管上的導(dǎo)氣孔交替進(jìn)入氣缸前、后工作腔，推動(dòng)氣缸內(nèi)的活塞進(jìn)行往復(fù)運(yùn)動(dòng)。活塞的往復(fù)運(yùn)動(dòng)又經(jīng)后蓋組的曲柄連桿機(jī)構(gòu)轉(zhuǎn)變成身管組的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，每個(gè)機(jī)心上方有機(jī)心滾輪與螺旋曲線槽相配合，機(jī)心組件隨著機(jī)匣旋轉(zhuǎn)的同時(shí)，機(jī)心滾輪在曲線槽的作用下帶動(dòng)機(jī)心組件在機(jī)匣的縱向?qū)Р蹆?nèi)作前后往復(fù)運(yùn)動(dòng)，借以完成輸彈、閉鎖、擊發(fā)、開鎖、抽筒、拋筒等自動(dòng)機(jī)的射擊循環(huán)動(dòng)作，如圖1所示。

圖1 轉(zhuǎn)管艦炮內(nèi)部結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Internal structure diagram of the revolver

2 活塞桿斷裂原因分析

損傷零部件如圖2所示，一個(gè)是活塞桿后部斷裂，一個(gè)是前活塞擠壓塑性變形，兩者均為該自動(dòng)炮借用件，其損壞有著因果關(guān)系。一是過載，活塞桿上有非正常阻力，使其內(nèi)部應(yīng)力超出強(qiáng)度極限后斷裂；二是疲勞，射擊時(shí)，活塞桿后部在交變載荷累計(jì)循環(huán)作用下斷裂。根據(jù)檢查情況和理化分析結(jié)果，上述故障的原因有以下幾點(diǎn)，故障樹如圖3所示。

圖3 原因分析故障樹Fig.3 Cause analysis of fault tree

外界原因造成活塞桿突然受力增大，造成其內(nèi)部應(yīng)力大于強(qiáng)度極限后斷裂。自動(dòng)機(jī)在與供彈機(jī)構(gòu)分離后手動(dòng)搖出膛內(nèi)彈藥，說明自動(dòng)機(jī)在故障后無卡滯；從停射后檢查供彈系統(tǒng)來看，供彈線路上炮彈是松弛的，無卡緊現(xiàn)象，說明供彈系統(tǒng)無卡滯。

經(jīng)取樣分析材料各元素含量符合GJB2720-96中45CrNiMoVA的規(guī)定，可排除該因素；尺寸對(duì)照?qǐng)D紙尺寸檢查，斷口附近相關(guān)尺寸均滿足要求，可排除該因素；熱處理實(shí)測(cè)硬度值超出了圖紙規(guī)定的上限，理論上會(huì)降低韌性，是產(chǎn)生脆斷的不利因素，會(huì)影響疲勞壽命；經(jīng)某材料所理化分析得出沒有氫脆的斷口特征，可排除該因素。

3 活塞桿仿真分析計(jì)算

3.1 活塞桿受力計(jì)算

由內(nèi)能自動(dòng)機(jī)導(dǎo)氣孔理論設(shè)計(jì)知，氣室內(nèi)的壓力

實(shí)際上，活塞的受力為隨時(shí)間變化的動(dòng)載荷，且該載荷按一定的周期（該周期由射速?zèng)Q定）單向加載，如圖4所示。

圖4 活塞桿上脈沖載荷示意圖Fig.4 The impulse load diagram on the piston

3.2 材料的 S-N 曲線[4 – 5]

已知活塞桿材料為45CrNiMoVA，根據(jù)機(jī)械性能數(shù)據(jù)手冊(cè)和公式可以計(jì)算出，當(dāng)存活率為90%時(shí)，曲線在縱坐標(biāo)軸上的截距為：

45CrNiMoVA鋼在90%存活率下疲勞性能的相關(guān)參數(shù)見表1，對(duì)疲勞極限以下的載荷應(yīng)用MM法則（Modified Miner Rule，MM法則）進(jìn)行修正，得到材料的S-N曲線[6]如圖5所示。

表1 45CrNiMoVA鋼在90%存活率下疲勞性能參數(shù)Tab.1 Fatigue performance parameters of 45CrNiMoVA steel in 90% survival rate

圖5 90%存活率下的S-N曲線Fig.5 The S-N cure of 90% survival

3.3 有限元強(qiáng)度分析

在Creo中根據(jù)圖紙尺寸建立活塞桿及托架的實(shí)體模型，運(yùn)用Workbench瞬態(tài)分析模塊模擬活塞桿在工作載荷下的狀態(tài)并進(jìn)行強(qiáng)度分析。活塞桿及托架的網(wǎng)格劃分采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，有利于提高計(jì)算精度如圖6所示。仿真的邊界條件是托架的底端面固定，活塞桿的前端面受沖擊載荷拉力，活塞桿與托架間采用摩擦接觸，摩擦系數(shù)取0.1，如圖7所示。經(jīng)仿真分析得到活塞桿的等效應(yīng)力云圖如圖8所示，從圖中可看出應(yīng)力較大部位與圖3中活塞斷裂部位相一致，說明此處強(qiáng)度相對(duì)較弱，循環(huán)壽命較小。

3.4 疲勞壽命計(jì)算

在Creo中按照?qǐng)D紙尺寸建立內(nèi)能式轉(zhuǎn)管艦炮活塞桿的三維實(shí)體模型，基于Ansys Workbench瞬態(tài)分析模塊，模擬活塞桿在工作狀態(tài)時(shí)，承受炮膛合力工況下的等效應(yīng)力強(qiáng)度；將仿真結(jié)果與Ncode疲勞壽命預(yù)測(cè)軟件相協(xié)同[5]，計(jì)算編輯45CrNiMoVA鋼在90%存活率下的疲勞壽命S-N曲線，建立活塞桿疲勞壽命預(yù)測(cè)流程如圖9所示。

圖6 網(wǎng)格劃分Fig.6 Mesh generation

圖7 邊界條件Fig.7 The boundary conditions

圖8 在炮膛合力作用下的等效應(yīng)力云圖Fig.8 The equivalent stress cloud diagram under the action of the gun bore

圖9 Ncode中活塞桿疲勞壽命預(yù)測(cè)流程Fig.9 Prediction of fatigue life of piston rod in Ncode

通過仿真計(jì)算，得到活塞桿在炮膛合力工況下的疲勞壽命云圖如圖10所示，可知活塞桿在強(qiáng)度薄弱部位（圖3中的斷裂部位）的壽命為14 880次循環(huán)。而該型內(nèi)能式轉(zhuǎn)管艦炮活塞桿的設(shè)計(jì)壽命為9 000次循環(huán)，壽命的安全系數(shù)為1.65，完全滿足該型轉(zhuǎn)管艦炮活塞桿的設(shè)計(jì)需要，說明疲勞壽命不足不是該活塞桿斷裂的原因。

圖10 活塞桿壽命云圖Fig.10 Piston rod life chart

4 活塞桿斷口的理化分析[7 – 8]

送檢的活塞桿在一端頭的2個(gè)矩形槽R處發(fā)生斷裂，活塞桿略有彎曲變形；2個(gè)斷口與軸向成45°角，均經(jīng)過端面中心孔底部，其中一斷口擴(kuò)展到端面，為先斷裂，如圖3所示。2個(gè)斷口均起源于R處，為一線段，除附近有少量淺色磨損的月牙形斷口區(qū)外，擴(kuò)展區(qū)有明顯放射狀花樣，理化分析結(jié)果如圖11所示。

從斷口分析來看，放大檢查斷口形貌雖可見有疲勞源、疲勞擴(kuò)展區(qū)、瞬斷區(qū)等疲勞斷裂特征，但疲勞擴(kuò)展區(qū)非常小，未經(jīng)放大肉眼難以看出。根據(jù)2個(gè)經(jīng)過工廠鑒定試驗(yàn)全壽命考核過的活塞桿理化分析結(jié)果看，二者在圓角根部也有微裂紋產(chǎn)生，因此，疲勞產(chǎn)生的微小裂紋不應(yīng)是本次活塞桿瞬斷的根本原因。瞬斷應(yīng)在擴(kuò)展區(qū)損失面積較大，剩余面積上承擔(dān)的應(yīng)力增大到材料的強(qiáng)度極限以上時(shí)才會(huì)發(fā)生。另外，疲勞斷裂不會(huì)使前活塞被擠壓塑性變形，且表面不會(huì)有銅色。

綜合上述分析結(jié)果，在排除了故障樹中其他因素后，異物卡住前活塞是本次故障的根本原因。

5 結(jié) 語

不規(guī)則零件在惡劣工況下的疲勞壽命預(yù)測(cè)是傳統(tǒng)方法難以解決的，本文針對(duì)內(nèi)能式轉(zhuǎn)管艦炮活塞桿斷裂為契機(jī)，通過建立活塞桿斷裂原因分析的故障樹，排除了自動(dòng)機(jī)卡滯、供彈系統(tǒng)卡滯、生產(chǎn)不合理等因素后，重點(diǎn)對(duì)活塞桿設(shè)計(jì)壽命進(jìn)行了預(yù)測(cè)。通過內(nèi)彈道計(jì)算得到活塞桿在工況載荷下的循環(huán)脈沖力、由Miner修正準(zhǔn)則的MM法則計(jì)算并編輯了活塞桿材料45CrN-iMoVA鋼的疲勞壽命S-N曲線、采用Ansys瞬態(tài)分析模塊計(jì)算了活塞桿在載荷工況下的強(qiáng)度；最后采用先進(jìn)的疲勞壽命評(píng)估軟件預(yù)測(cè)了活塞桿的循環(huán)壽命[9–10]，并結(jié)合斷口材料的理化分析，最終排除了活塞桿斷裂是設(shè)計(jì)壽命不足的因素，從而異物卡滯是活塞桿斷裂的唯一原因。本文活塞桿斷裂原因分析過程中，所采用的分析思路、仿真手段、實(shí)驗(yàn)方法等對(duì)工程同類問題的解決具有一定的借鑒作用。

圖11 理化分析結(jié)果Fig.11 Physical and chemical analysis results