不同持續射擊發數對火炮身管壽命的影響

許耀峰, 王軍, 劉朋科, 朱文芳, 楊雕

(西北機電工程研究所, 陜西 咸陽 712099)

0 引言

身管是火炮實現發射與毀傷的核心功能部件,直接影響火炮武器的射程、射速、威力、精度等關鍵火力性能和智能化彈藥安全發射環境[1-3]。身管壽命終了意味著裝備完全喪失戰斗力,極大地影響火炮武器戰術運用和持續作戰能力。

身管壽命是指火炮按規范條件發射,身管因燒蝕磨損在彈道性能降低到指標規定的允許值或發生疲勞破壞前,身管所能發射的等效全裝藥當量射彈總數,前者稱為身管的彈道壽命,后者稱為疲勞壽命,較短者為身管壽命。根據火炮日常訓練、作戰使用及身管技術發展趨勢看出,身管疲勞壽命一般遠大于其彈道壽命。因此,身管壽命一般指彈道壽命。

彈種、裝藥、射速、射擊強度等對身管壽命具有重要影響,通常采用將不同射擊條件等效為標準射擊條件的方法估算身管壽命。美國陸軍手冊中等效折算系數(EFC)計算方法為

EFC=(Pm/Pm1)0.4(ω/ω1)2(v0/v01)(E/E1)

(1)

式中:Pm、ω、v0、E分別為需等效彈藥的膛壓、裝藥量、初速、發射藥比能;Pm1、ω1、v01、E1分別為標準彈藥的膛壓、裝藥量、初速、發射藥比能。

EFC=(Pm/Pm1)1.4(v0/v01)

(2)

張培忠等[4]以試驗數據為基礎,利用線性擬合和模糊邏輯推理方法,對脫殼穿甲彈與模擬穿甲彈的等效系數進行了預測。徐東升等[5]以膛線起始部的總熱量和總壓力沖量的乘積計算火炮身管等效折算系數。國外如瑞士主要引入射擊載荷因子Q評估射擊強度對身管壽命的影響,二者具體表達式未見文獻明確描述,身管壽命隨射擊強度的變化規律示意圖如圖1所示。

圖1 瑞士某火炮身管壽命計算曲線Fig.1 Calculated curve of barrel life of a Swiss gun

圖1中N為身管壽命,用射彈發數表示,Q為射擊載荷因子,Q=N1×(N1/Δt),N1是1個射擊周期的射彈數,Δt是該射擊周期持續時間,N1/Δt為包括射擊間歇時間的平均射速。單發射擊時N1=1,射擊載荷因子Q最小,身管壽命N最大。當射擊周期中射彈數較多,則N1較大,平均射速N1/Δt較高,射擊載荷因子Q較大,身管壽命射彈發數N較少。將射擊載荷因子Q與持續射擊發數的乘積定義為射擊載荷R,圖1中的橫軸Q變換為R,曲線形狀將有所變化,但基本趨勢仍然不變。

綜上目前國家軍用標準EFC計算僅能評估不同初速、膛壓對身管壽命的影響,無法考慮不同射速、持續射擊長度等因素對火炮身管壽命的影響。瑞士射擊載荷因子Q及射擊載荷R僅能定性評估射速及射擊長度對身管壽命的影響。火炮射速越高、持續射擊發數越多,身管溫度上升速率越快、身管材料熱累積效應越明顯,將引起身管基體材料強度降低、身管燒蝕磨損加劇,最終造成身管壽命越低。因此需在現有基礎上研究射速及持續射擊發數對火炮身管壽命的影響,提高火炮不同射擊強度下身管壽命估算的科學性和準確性。

1 身管燒蝕磨損模型

火炮身管使役環境下內壁燒蝕磨損機理極其復雜,包括瞬態高溫燒蝕、機械摩擦、化學侵蝕等,涉及熱學、化學、材料、力學、機械等學科,是典型的多物理場耦合、多學科交叉問題[6-7]。瞬態高溫、高壓、高速多相燃氣流熱、化學、機械耦合作用下身管結構微米級尺度發生組織相變、內壁變硬變脆、表面裂紋萌生及擴展等現象。身管內膛在多相燃氣流沖刷及彈帶摩擦、碰撞作用下表面缺陷加劇、內徑增大、基體強度急劇下降甚至炸膛。國內外學者研究建立了多種身管燒蝕磨損模型,主要包括熱化學燒蝕模型[8-10]、熔化燒蝕模型[11-13]、熱-化學-機械燒蝕磨損模型[14-16]等,可定性及定量評估火炮不同彈種、不同裝藥對身管壽命的影響,但不同射速及持續射擊發數對火炮身管壽命的影響研究較少。

對于中小口徑速射炮,不同射速及持續射擊發數下火炮身管壽命差異較大,有必要研究射速及持續射擊發數對火炮身管壽命的影響。火炮在持續射擊過程中,彈種、膛壓、初速等條件不變時,彈帶對身管的磨損作用基本相同;當采用不同彈種及裝藥時,可利用國家軍用標準GJB 2975—1997中EFC將不同彈種及裝藥條件等效為標準彈種及裝藥。基于阿倫尼烏斯質量擴散方程,研究建立可考慮射速及持續射擊發數等對身管溫度累積及燒蝕磨損影響的身管熱化學燒蝕磨損模型,身管燒蝕磨損量與身管初始溫度、最大壁面溫度及發射藥化學侵蝕性等有關,未考慮彈種變化引起的機械磨損差異。

目前國內外常以身管膛線起點向前25.4 mm位置徑向擴大量表征火炮身管壽命,當其擴大量達到最大徑向擴大量時身管壽命終了。因此考慮身管沿徑向方向即r方向的燒蝕磨損,建立膛線起點向前25.4 mm位置火藥燃氣沿徑向r方向的擴散方程,根據Fick第二定律:

(3)

式中:k為擴散系數;c為火藥燃氣的濃度。隨著火藥燃氣對身管的燒蝕磨損,身管徑向尺寸逐漸增大,對應身管-火藥燃氣熱化學反應界面不斷移動,火藥燃氣濃度c不僅與時間t有關,還與徑向距離r有關,考慮燃氣濃度隨徑向距離的變化,火藥燃氣擴散方程變為

(4)

式中:α為火炮射擊過程中身管熱化學燒蝕的燒蝕速率。根據阿倫尼烏斯擴散方程:

k=Bexp (-ΔE/R0T)

(5)

式中:B為常數;ΔE為火藥燃氣氣體成分活化能;R0為火藥燃氣氣體常數;T為溫度。

將式(5)代入式(4),并在火炮發射過程中身管內壁的燒蝕時間Δt內積分:

(6)

(7)

式中:A1定義為與常數B及氣體濃度梯度有關的常數。

通過身管熱化學燒蝕模型可以獲得不同射速及持續射擊發數相對標準射速、持續射擊發數的等效折算系數為

(8)

將通用氣體常數R0、氣體成分活化能ΔE、不同射速、持續射擊發數及標準射速、持續射擊發數下身管溫度即可獲得不同射擊強度相對標準射擊強度的等效折算系數,從而定量評估射速及持續射擊發數對身管壽命的影響。

2 身管溫度計算

綜合考慮火藥燃氣與身管內壁的對流換熱、輻射換熱,身管熱傳導及身管外壁與周圍環境的自然對流換熱,建立了以一維兩相流內彈道模型及后效期臨界流模型為熱邊界條件的身管溫度作用仿真模型,獲得火炮射擊過程身管徑向熱輸入及溫度[17-25]。

2.1 身管溫度仿真模型

2.1.1 一維兩相流內彈道基本方程

一維兩相流內彈道控制方程主要包括氣體與固體質量守恒方程、動量守恒方程以及能量方程等。

2.1.2 火炮身管軸對稱柱坐標熱傳導方程

將身管簡化為圓管,火炮身管的熱傳導微分方程用柱坐標系表示:

(9)

2.1.3 后效期身管內火藥氣體流動狀態

在彈丸出炮口之后,火藥氣體不斷流出膛口,膛內氣體狀態不斷變化,直到身管內壓力與外界大氣壓力達到平衡為止。整個后效期內,火藥氣體仍與身管內壁進行對流換熱,需通過后效期的計算為身管傳熱計算提供膛內火藥氣體的速度場與溫度場。身管溫度仿真模型具體計算步驟見文獻[17]。

2.2 身管溫度仿真模型驗證

采用身管溫度仿真模型,對采用定裝式彈藥,某火炮在1 000發/分射速、33連發相同發射藥、膛壓的身管溫度場進行仿真計算,試驗對比離炮口 200 mm 處的身管外壁面溫度測試結果與仿真結果,對比結果見表1。由表1中可以看出,仿真計算結果與試驗結果吻合良好,最大誤差小于5%,說明身管溫度仿真模型能夠準確描述火炮射擊過程中身管溫度的變化過程。

表1 測試結果與計算結果的對比

2.3 身管膛線起點向前25.4 mm位置溫度計算

根據身管溫度仿真模型,計算了某火炮膛線起點向前25.4 mm位置內壁溫度隨射擊時間的變化規律,結果如圖2所示。在連發射擊過程中,身管膛線起點向前25.4 mm位置內壁溫度隨時間變化的曲線呈近似鋸齒狀(見圖3)。

圖2 某火炮1 000發/分、33連發射擊身管膛線起點向前25.4 mm位置內壁表面溫度仿真值隨時間的變化規律Fig.2 Variation law of simulated temperature value of inner wall at 25.4 mm forward of the starting point of barrel rifling with time under 1 000 rounds/min and 33 consecutive rounds

圖3 連續射擊過程中身管膛線起點向前25.4 mm位置內壁表面初始溫度及最高溫度變化規律Fig.3 Variation laws of initial temperature and maximum temperature of inner wall at 25.4 mm forward of the starting point of barrel rifling

每次射擊時身管內壁溫度迅速升高,射擊結束后身管內壁溫度呈近似指數規律下降。火炮射速越高,身管在相鄰兩發間的散熱時間越短,下一發射擊時火藥氣體又再次對身管內壁進行加熱,于是在每次點射過程中,隨著射彈數增加,身管內壁溫度越來越高,每發射擊結束后身管內壁溫度也逐漸增高。

某火炮采用射速1 000發/分、33連發射擊條件下身管膛線起點內壁面最高溫度隨持續射擊發數增多而逐漸升高。根據身管熱化學燒蝕磨損模型可知,身管燒蝕磨損量與射擊過程中身管溫度有關,身管初始溫度越高,壁面最高溫度越高,燒蝕磨損量越大。由此可知,隨著持續射擊發數的增加,身管燒蝕磨損量將逐漸增大,等效折算系數越大,對應身管壽命越低。

3 不同持續射擊發數下身管壽命評估

利用燒蝕磨損模型計算不同持續射擊發數對身管燒蝕磨損之比即為不同持續射擊發數等效折算系數之比,研究了火炮不同持續射擊發數(5發、8發、10發、15發、20發、25發、33發)相對單發射擊對身管壽命的影響。火炮在不同持續射擊過程中,通常彈種、膛壓、初速等條件基本不變,因此式(7)可簡化為

(10)

由式(7)可見,不同持續射擊發數燒蝕磨損量正比于不同時刻身管溫度的積分。通用氣體常數R0取為8.314 J/(mol·K),氣體成分活化能ΔE取為69 000 J/mol。通過自行編寫程序,分別計算對比了1發、5發、8發、10發、15發、20發、25發、33發持續射擊條件下相對不同標準射擊條件下等效折算系數,表2～表4分別展示了某火炮1 000發/分以單發、5發、8發為標準射擊條件時,不同持續射擊發數對應的等效折算系數。對比表2～表4中可以看出,當身管壽命考核標準即連續射擊發數變長時如持續射擊5發變為8發,考核變得嚴格,相應身管壽命越低。

表2 以單發為標準射彈時不同持續射擊發數等效折算系數

表3 以5發為標準射彈時不同持續射擊發數等效折算系數

瑞士某火炮身管壽命指標為2 000～2 500發,

表4 以8發為標準射彈時不同持續射擊發數等效折算系數

全部采用8連發的點射,共射擊2 240發,試驗方法相對寬松。我國主要從貼近實戰出發,同時與其他射擊試驗相結合以節省彈藥,主要采用10連發、15連發和33連發的點射,某火炮身管壽命統計結果為1 800發。在未考慮持續射擊發數對身管壽命的影響時,射彈發數越多采用長點射時身管壽命明顯低于采用短點射時身管壽命。

由于缺乏火炮身管壽命統計值1 800發對應的射擊履歷,暫時無法獲得全壽命階段10連發、15連發和33連發時的射彈發數的準確值,同時單獨組織火炮身管壽命實彈射擊試驗面臨周期長、經費耗費大等難題,因此根據身管燒蝕磨損模型獲得的不同持續射擊發數等效折算系數,采用簡化的方式分別估算了3種射擊方式(10連發、15連發和33連發)射彈發數比例分別為(1/2, 1/3, 1/6)、(1/2, 1/4, 1/4)及(1/3, 1/3, 1/3),按瑞士考核規范8連發持續射擊發數為標準條件時,則3種射擊方式下我國火炮身管壽命估算分別為1.07×1/2×1 800+1.21×1/3×1 800+1.56×1/6×1 800=2 157、1.07×1/2×1 800+1.21×1/4×1 800+1.56×1/4×1 800=2 209、1.07×1/3×1 800+1.21×1/3×1 800+1.56×1/3×1 800=2 304。

根據分析可知,我國某火炮身管壽命為2 157～2 304發,3種不同射彈發數比例下身管壽命僅相差6%,平均值為2 230,瑞士火炮身管壽命為2 000～2 500發,平均值為2 250。我國火炮與瑞士火炮身管壽命均值相差0.8%,最大偏差約10%。通過對比我國引進瑞士火炮與瑞士火炮相同持續射擊發數下身管壽命對比,間接驗證了身管熱化學燒蝕磨損模型可用來定量評估不同持續射擊發數對身管壽命的影響。

4 結論

針對現有國軍標等效折算系數EFC無法考慮射速及持續射擊發數等射擊強度對火炮尤其是中小口徑速射自動炮身管壽命的影響,同時瑞士射擊載荷因子Q僅能定性評估射速及持續射擊發數對火炮身管壽命的影響?；诎惸釣跛官|量擴散方程研究建立的身管熱化學燒蝕磨損模型,根據火炮膛線起點向前25.4 mm位置溫度隨持續射擊發數的變化規律結合身管燒蝕磨損模型,分析了持續射擊發數對身管壽命的影響,火炮射速越高、持續射擊發數越多,火炮身管壽命越低,得到了不同持續射擊發數相對標準射彈數的等效折算系數。

利用可考慮不同持續射擊發數的身管燒蝕磨損模型對比了我國某火炮持續射擊(10連發、15連發和33連發)與瑞士火炮持續射擊(8連發)的身管壽命,結果表明我國某火炮10連發、15連發和33連發下的身管壽命按瑞士火炮考核規范8連發持續射擊為標準,我國某火炮等效身管壽命與瑞士身管壽命相當,間接驗證了不同持續射擊發數下身管燒蝕磨損模型的合理性。利用基于阿倫尼烏斯質量擴散方程的熱化學燒蝕磨損模型可以用來評估其他口徑火炮不同射速、持續射擊發數對身管壽命的影響。