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氣，當其壓力達到一定數(shù)值時，彈丸在壓力作用下開始啟動，彈帶擠進坡膛和膛線起始部直至膛線全深，隨后，彈丸在高壓火藥燃氣作用下不斷加速并獲得必要的轉(zhuǎn)速，最后以一定的初速從炮口脫離身管約束進入大氣中飛向預(yù)定目標。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：一是高溫火藥燃氣對內(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氣流的吹蝕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)向外的擴展可能導(dǎo)致身管因剩余強度不足而發(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行燒蝕磨損的宏觀評判。但是，身管的疲勞損傷很難進行有效評估。因此，針對身管磨損機理及抗磨延壽技術(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)膛磨損機理研究的深化，各種新的內(nèi)膛防護技術(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)用當時新興的斷裂力學(xué)成果，研究人員綜合考慮了炮鋼的強度和斷裂韌性之間的平衡，將身管的靜態(tài)設(shè)計更新為考慮疲勞損傷的動態(tài)設(shè)計，并在設(shè)計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)向外擴展，通常大口徑火炮身管壁厚達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)擴展卻是不爭的事實，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展在身管服役全壽命周期中始終存在，事實上構(gòu)成了客觀的發(fā)射安全性隱患。如何實現(xiàn)對身管健康在服役期間的全程、全時監(jiān)控并在恰當時機報廢具有極大發(fā)射風險的身管以確保人、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彈射擊和實驗室液壓疲勞試驗相結(jié)合的方法進行，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機上進行試驗直至破壞，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)。鑒于身管疲勞實驗研究的復(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裝置，采用文獻[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進行了低加載速率條件下的液壓疲勞試驗，試驗結(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裝置

低應(yīng)變率液壓疲勞試驗中管件采用MTS Landmark 370.50加載進行疲勞循環(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?；鹋诎l(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，本文將液壓疲勞試驗和氣炮動態(tài)沖擊加載試驗兩者有機結(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一步的試驗研究。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裝置原理示意圖

身管疲勞壽命沖擊試驗裝置的工作原理為：試驗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。開啟高壓氮氣瓶閥門(也可采用壓縮空氣)，操作氣炮發(fā)射控制系統(tǒng)，對氣炮的氣室進行充氣，達預(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，釋放的高壓氮氣驅(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)進行記錄和分析。

3 液壓疲勞試驗結(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，無論是準靜態(tài)(低應(yīng)變率)液壓疲勞試驗還是動態(tài)沖擊(高應(yīng)變率)液壓試驗，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，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而由外向內(nèi)擴展，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)擴展形成宏觀裂紋，直至貫穿管壁。在裂紋擴展階段，疲勞取決于材料的裂紋擴展抗力，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、擴展，逐漸形成一條主裂紋。在裂紋擴展階段中，裂紋擴展方向與最大主應(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，會引起裂紋形核、生成和擴展，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?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)范來進行的。但實際中，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??；另一方面，高頻率的沖擊載荷進一步加劇了裂紋的形成和擴展。在MTS LandMark上進行的準靜態(tài)液壓疲勞試驗選用了5 Hz和10 Hz兩種加載頻率，試驗結(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作用下準靜態(tài)液壓疲勞，經(jīng)16 725 cycles循環(huán)后裂紋擴展至外壁致其開裂(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。但是，一旦初始裂紋形成后，即使是小載荷，其對裂紋的擴展仍有貢獻率。實踐中，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、低射速進行實彈射擊訓(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產(chǎn)生穿透型裂紋的身管外表面形貌，與圖2(d)所示的準靜態(tài)液壓疲勞試驗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，采用液壓疲勞試驗機進行身管疲勞壽命試驗，盡管其最大壓力可以達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)均未能實現(xiàn)。所以，在低加載速率疲勞試驗條件下身管斷裂失效的宏觀形貌與實際身管膛炸產(chǎn)生的斷裂形貌相差甚遠，這再次說明，傳統(tǒng)的低加載速率液壓疲勞試驗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展區(qū)，光亮的疲勞條紋非常明顯，一條主裂紋(紅色標記內(nèi))從①區(qū)表面形成并沿徑向向外擴展；當該裂紋擴展到一定長度時，局部強度嚴重削弱，剩余強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)變已進入失穩(wěn)擴展斷裂階段，于是迅速停機，隨后該試樣在沖擊液壓疲勞試驗裝置上，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。該試驗的設(shè)計目的是驗證對服役的已發(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。本次試驗結(jié)果證實了該設(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，模擬身管的局部強度大幅削弱，剩余強度已不能承受第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，在實驗室條件下再現(xiàn)了身管脹膛和膛炸現(xiàn)象。試驗結(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展，造成身管剩余強度局部嚴重削弱，最終在裂紋擴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、制造、使用、維護和保養(yǎng)等方面綜合施策以延長身管疲勞壽命。