（固体力学专业论文）陶瓷衬管端部效应研究.pdf

摘要 譬嗽峨 本文主要研究了陶瓷衬管在热镶嵌及射击过程中，产生 端部效应的原因及相应的解决方法，对a 1 ，o ，及s i c 陶瓷衬管 进行了热镶嵌试验，并通过射击实验考核，采用x - 光应力分 析方法进行了应力测试，采用着色渗透探伤方法及工业c t 方 法对两种陶瓷热镶嵌复合结构进行了无损检测。并通过材料力 学厚壁圆筒和有限元方法进行了应力计算分析。 研究结果表明，陶瓷衬管在没有轴向约束的条件下，在热 镶嵌过程中或射前射后易发生端部环向开裂，通过改进结构设 计，施加轴向约束后，保证陶瓷衬管、内层钢套及外层钢褒之 间保持约3 的过盈量时，再加以轴向的0 4 m m 过盈时陶瓷衬 瞥便处于均匀一致的压应力状态，克服了陶瓷衬管在射击过程 中的端部环状开裂问题。 关链词：陶瓷衬管端部效应。应力测试轴向约束 结构设计过盈避 a b s t r c t t h er e a s o na n d a p p r o p r i a t em e a s u r e so f e n d s e f f e c t i nc e r a m i c1i n e r sc a u s e di nt h e p r o c e s so f s h o o t i n ga n d s h r u n k f i ta r es t u d i e di nt h i s p a p e r a 1 。0 ，a n d s i cc e r a m i c1 i n e r sw e r es h r u n k f i ti n t o c h r o m e - m o l y b d e n u m - v a n a d i u m s t e e ls l e e v e sa n dj e c k e t s ， a n dt h et e s t so ff i r i n gw e r ea s s e s s e d t h em e a s u r eo f x - r a ys t r e s sa n a l y s i sw a su s e dt ot e s tt h es t r e s s e s t w o c o m p o s i t e c e r a m i cb r e e c ha s s e m b li e sw e r e s u b j e c t e d t of l u o r e c e n t p e n e t r a n ti n s p e c t i o n a n d i n d u s t r i a lc tc h e c ka tt h ec o m p l e t i o no ft h ea s s e m b l y o p e r a t i o n t h e s t r e s s s si nt h ec e r a m i c1i n e ra r e c a l c u l a t e da n da n a l y s e db yt h em e t h o d so fm e c h a n i c s o fm a t e r i a lt h i c k w a l lc y l i n d e ra n df i n i t ee l e m e n t t h er e s e a r c hh a sc l e a r l ys h o w n ：c i r c u m f e r e n t i a l c r a c k sa r ee a s i l yc a u s e da tt h ee n d so fu n a x i e lb i n d i n g f o r c ec e r a m i cl i n e r sb e f o r ea n da f t e rs h o o t i n g ，b y i m p r o v i n g t h es t r u c t u r e d e s i g n m e n t ：e x e r t i n g t h e a x i e lb i n d i n g t oa s s u r et h e3 i n t e r f e r e n c eb e t w e e n c e r a m i c1i n e r 、s l e e v e sa n d j e c t e t s，a n d 0 4 r a m i n t e r f e r e n c ea l o n ga x i e l ，t h ec e r a m i c1i n e r sc a n b e k e e p i nw e l l - d i s t r i b u t e d c o m p r e s s i v e s t a t e t h e c i r c u m f e r e n t i a lc r a c ka tt h ee n d so fc e r a m i c1i n e ri s o v e r c o m ew h e nt h ec e r a m ic1i n e ra r ef i r i n g k e y w o r d ：c e n 咄t i n m , x i e lb i n d i n g ； i n t e r f e r e n c e e n d se f f e c t ；s t r e s si n s p 硎o n ； s t r u c t u r e d e s i 掣n n c m ； 第一章绪论 1 1 前言 随着现代战争的发展，恶劣的战场条件要求武器要有很 高的机动性、火力攻击性。还要有很高的使用寿命和使用安全 性。身管烧蚀问题一直是限制武器身管使用寿命的瓶颈技术。 火炮的烧蚀是指身管由于射击而发生变质，内膛材料由膛面剥 离，改变身管工作性质的过程。所谓内膛变质是由子射击造成 内膛表面或近膛面区发生的几何形貌粗糙度、连续性及化学物 理等改变 。烧蚀的主要原因是由于发射过程中火药气体及弹 丸与膛面材料间温度物理化学及摩擦磨损作用。火炮烧蚀因其 控制因素分为四类：1 ) 膛面材料因摩擦作用而脱离膛面，称 之为磨损。2 ) 直接熔化，膛面材料被火药气体加热而溶化。3 ) 膛面变质，膛面材料发生化学成分变化，导致间接熔化、产物 剥落、间接磨损或汽化等。4 ) 疲劳，膛面材料在机械应力、 热应力、相变应力作用下发生开裂，裂纹的联结造成膛面材料 块状剥落2 1 。由此看来提高烧蚀寿命对身管武器的使用效能显 得尤为重要，提高武器身管的烧蚀寿命的基本途径是减缓烧蚀 或减弱烧蚀对火炮内弹道的影响，其主要方法是以减弱身管受 热和提高身管抗热为主，而以克服化学作用为辅。 国外很早就认识到，要提高火炮初速、增大射程和射速必 须采用防烧蚀技术。目前发展起来的防烧蚀技术措施主要有： 缓蚀剂技术、耐热涂镀层材料及表面改性技术、耐热( 陶瓷、 合金) 衬管。而成熟和应用较为广泛的技术是身管缓蚀剂技术 及身管内膛镀铬技术，但随着威力的不断提高，其局限性也逐 步显现，迫切需要发展更为新型的火炮膛面材料，通过多年的 理论分析和实践表明，作为膛面的理想耐热材料应具有高熔点 ( 1 5 0 0 ) ，高硬度和高温强度，及较高的抗蠕变性能，不 与发射药气体发生化学反应，弹性模量热膨胀系数与钢基体性 能一致，材料不应发生相变，不易开裂。 陶瓷材料具有高强度、高熔点、耐磨损及抗高温冲击等多 种优点，已成为工程中，特别是在服役条件比较恶劣的情况下 的一类优选材料，它被广泛用于航空、航天及军事等高技术领 域p j ，陶瓷衬管技术是随着高技术陶瓷发展起来的一项新型身 管防烧蚀技术。随着研究中些技术难题的逐步解决，其应用 日趋成熟，为防烧蚀领域开辟了一条新途径4 1 。 1 1 1 课题的提出 武器身管在弹药发射过程中，需承受高温、高压火药气体 的化学腐蚀、熔化腐蚀及弹丸的机械磨损等作用。陶瓷材料在 低温及高温下具有金属材料和其他材料不可比拟的诸多优良特 性，这些特性正是身管武器膛灏材料所梦寐以求的，但是陶瓷 材料的易碎易断裂特点却是陶瓷材料应用的最大障碍，虽然材 料学术界在陶瓷材料的增韧方面取得了许多熏要成果。但是这 样的韧性提高对于陶瓷衬管的服役条件而寄，却是微不足道 的。通过合理的结构设计，使陶瓷树管在热镶嵌及射击前后过 程中均处于三向予压缩应力状态或陶瓷衬管允许的拉威力范围 内就可以克服陶瓷材料的脆性弱点，使陶瓷树管成功地应用于 火炮身管，满足武器使用时的性能要求，这是解决身镑烧蚀磨 损最健的潜在途径之 刚。 利用材料力学应力计算方法分析构件的威力分布状态，由 此分析其研究和使用中失效的原因及相应的解决措施。是一种 非常稳效的技术手段，以有限元技术分析为主，通过材料力学 膊壁圆筒技术方法棚孝h 充，可以充分认识和了解陶瓷衬管在热 镶嵌和射击前厝过稷中的应力分布状态。从简为速射斌器陶瓷 树管复合结构的合理设计提供充分的理论依据。 本章概述了陶瓷树篱技术及威力分析研究现状及发展方 向，憋予陶瓷树管材料技术是- - f l 新颖的前沿技术学科，目前 关于它的些技术资料和报导还非常鲜见，所以雄文仅是抛砖 引玉，对陶瓷衬管的端部环状开裂机理进行必要的讨论，最后 提出本论文的主要研究内容及目的。 1 2 国外陶瓷衬管技术发展概况 1 2 1 国外陶瓷衬管技术的发展 陶瓷材料具有金属和其他材料不可比拟的一些特性，如( 1 ) 耐高温，一般陶瓷使用温度可达1 3 0 0 k 以上，特殊的些氧 化物、氮化物、硼化物、以及碳化物陶瓷使用温度甚至可达 2 3 0 0 k 以上：( 2 ) 具有优良的化学稳定性，对酸碱盐等化学物 质的腐蚀有较强的抵抗力：c 3 ) 具有较高的高温力学性能，许 多陶瓷材料在高温下，即使高于9 0 0 k 依然能够保持在常温下 的力学性能：( 4 ) 具有很高的硬度，般陶瓷的硬度都在莫 氏硬度8 左右，特殊的刚玉陶瓷、s 1c 陶瓷更可达莫氏硬度9 以上，仅次于金刚石，有人造金剐石之称。此外，陶瓷具有很 高的比强度和l l ：冈m j 度，同时，许多陶瓷材料具有独特的电性能， 光学性能和磁性能等。正是基于陶瓷材料的这些优异性能，所 以陶瓷材料已经在集成电路、高温发动机、核反应堆、火箭、 导弹、军事车辆装甲和武器身管等各个领域得到了广泛应用， 事实上，从七十年代起，美国、西欧及前苏联等国家已经把陶 瓷材料列为国家科技规划中优先发展的重点项目之一 6 。 但是，陶瓷材料由于它的内在结构与金属材料有本质的不 同，因此体现在性能上，既有优于金属材料的一面，。也有不 如金属材料的面。表现为机械强度低，断裂韧性强度低，易 碎易断裂，怕急冷急热，对于陶瓷材料的脆性问题已有许多理 论和实际的解决方法。 六十年代以来，国外选择了钼合金、铌合金、t a l o w 等 价格昂贵的难熔金属材料作炮管内衬进行了研究。上述内衬材 料的共同优点是：耐烧蚀、耐磨损和耐腐蚀性优良，火炮可采 用更高能量的发射药提高性能，由于导热率和热容量低，可比 传统炮管发射更多的炮弹才使炮管升温，因而可增加射击速 率；他们的共同缺点是衬管装配技术难度大，同时难熔金属价 格昂贵，增加了产品的成本。陶瓷材料价格比难熔金属便宜的 多，因而近年来增加了人们的兴趣，随着技术难点不断被征服， 应用口径逐渐被增大，将具有广阔的发展前景 i 】。 随着形势的不断发展，对武器系统的要求愈来愈高。首先 是要求弹丸的初速和射频不断提高，这就要求有高火焰温度的 发射药和增大膛压，这些因紊都会增加身管的膛面烧蚀，它通 常是导致身管寿命终了的破坏方式，由于更高的射频和提高打 击精度的要求使得烧蚀问题更加突出和尖锐了。遇到这些问题 就可能需要在炮管上应用非常规材料，诸如陶瓷材料及陶瓷纤 维复合材料喁3 。 美国最早从七十年代开始致力于陶瓷衬管技术的研究。 1 9 7 0 年美国p h l i c o f o r d 公司采用z r b 2 和z r 0 2 作为衬管取得 了一定进展，在经过1 9 3 发射击后发生断裂，试验终止1 9 7 5 年海军表面武器中心制作了由镍钛铝记忆台金施压的1 i c 衬 管，产生了6 4 k s i 的环向压缩应力，没有进行射击试验。1 9 7 8 年贝尔武器实验室对a 12 0 3 进行了制备和分析，分析结果显示 在身管中装入衬管，发射过程将引起断裂，没有进行实弹考核。 1 9 7 8 年马尔蒙特公司在单发实验枪( 1 2 7 m m 口径) 上装入了 缩配合的s i c 陶瓷衬管，采用特定的球形弹丸，成功地进行了 1 0 0 0 发单发实弹射击试验，在衬管端都产生了一些环状裂纹。 1 9 8 1 年，联合技术研究公司在1 2 7 m m 机枪上采用碳一玻璃复 合材料衬管进行了试验，非常成功，研究工作仍在进行。1 9 8 1 年c a r b o r u n d u m 公司设计了s i c 陶瓷衬管，并进行了部分热 复合试验；研究工作仍在继续，1 9 8 2 年，布伦超声波公司成 功地在1 2 7 m m 口径s i c 陶瓷衬管上加工出膛线。1 9 8 3 年，军 方材料技术实验室用部分稳定z r 衬管进行了射击试验，在 射击3 5 发后，衬管失效，表现为明显的热应力导致的破坏。 应用陶瓷衬管以改善炮管的耐磨损耐烧蚀性能，提高火炮 的使用寿命，这一研究课题已列入美国陆军1 9 8 4 、1 9 8 8 年制造 方法与技术规划课题，1 9 8 8 年美国防部在该项目上就投入4 6 万美元：10 1 。1 9 9 2 年美国在2 5 m m 加特林自动炮上成功地装设了 碳化硅陶瓷衬管，采用特制的弹丸进行射击实验，使初速提高了 1 2 2 陶瓷衬管研究过程中遇到的技术难点 在陶瓷衬管的研究过程中，经历了一系列技术难题，如： 选择合适的陶瓷材料，控制纵向残余应力，在适当的内衬长度 上控制尺寸差：陶瓷内衬加工膛线；在衬管中部和端部出现裂 纹；由于蓄热而出现的内膛熔化烧蚀；以及外套管塑性变形导 致身管内膛扩大和衬管开裂等12 1 。其中首要问题主要集中在材 料选择和端部效应上，几种可能适合作为衬管的材料列于表1 1 中。 表1 1供枪炮管内衬选择的几种陶瓷材料1 3 热压烧结司太立 a 1 2 0 3 合金2 1 z r 0 2 i s i 3 n 4q - s i c 导热率 ( j m k ) o 0 1 5o 4 9o 8 3o 4 10 0 0 8 杨氏模量 ( p s i ) 5 6 1 0 64 5 1 0 65 9 1 0 63 2 1 0 63 8 1 0 6 热胀系数 ( 下) 4 1 0 “2 x 1 0 “3 1 0 “9 1 0 “g 1 0 1 泊松比 o 2 2o 2 40 1 4 2o 2 1 拉伸强度 ( p s i ) 3 2 ，0 0 05 7 ，0 0 04 8 ，0 0 06 2 ，0 0 06 4 ，0 0 0 压缩强度 ( p s i ) 2 8 0 ，0 0 04 0 0 ，0 0 05 0 0 ，0 0 05 6 0 ，0 0 0 硬度 ( k g m m 2 ) 2 5 8 02 7 8 02 8 0 06 0 02 3 6 0 密度 ( g c m 3 ) 3 93 23 2 8 16 o 抗弯强度 ( l p a ) 3 6 06 9 83 9 78 7 2 9 8 1 1 2 3 衬管材料的选择 通过探索，认为碳化硅陶瓷材料更为适合作为膛面衬管材 料，这主要基于如下考虑： ( 1 ) 熔点高，碳化硅陶瓷最高( 2 8 0 0 c 升华) ： ( 2 ) 具有理想的物理化学性能： 与外套钢材质相配的热膨胀系数，在承受射击过程引 起的剧烈温度变化时，能够确保匹配的连续性。 较高的热扩散系数，能够迅速降低膛面峰值温度，高 强度( 较高的断裂韧性k i c 冰) ( 3 ) 高强度( 高温下仍具有持续性) 能够减小火药颗粒 冲刷导致的烧蚀影响。同时在考虑射击过程中所导致的热作用 时，还需考虑单发射山所引起的热应力，不同膛面材料的单发 热应力列于表1 2 中。 表1 2 不同膛面材料的单发热压应力1 4 热压应力( m p a ) 材料 小 口径大口径 炮钢2 3 1 0 33 8 9 6 5 铬2 3 1 0 34 5 5 1 8 q s i c1 6 2 0 62 6 2 1 2 s i 3 n 42 0 3 4 62 7 5 8 6 z r 0 24 4 8 3 25 6 5 5 5 a 1 2 0 36 0 0 0 88 6 2 1 o 对比不同材料的力学性能及单发热应力，可以看出除了q - s i c 材料的抗压强度( 4 1 2 0 m p a ) 高于射击时的单发热应力外 其他材料都达不到要求，这有利于实现很高的预压缩应力，从 而有利于克服衬管脆性断裂。碳化硅材料三点弯曲强度虽不是 最高，但在超过1 3 0 09 c 高温下仍保持很高水平，而其它材料 此时都低于碳化硅( 见图1 1 ) ，这对承受射击的高温和高砬 力有利【1 5 。 疆度! _ c 】 图1 1 不同陶瓷材料强度与温度的关系埔3 导热率最佳( 甚至高于钢) ，抗热冲击性能好，有利 于热量的迅速扩散传递，有利于承受膛面温度的剧烈变化。 1 2 4 陶瓷衬管端部效应的研究 在确定碳化硅为主要衬管材料后，遇到的另一棘手问题 是材料加工及陶瓷衬管端郝环状开裂。事实上，陶瓷衬管端部 环状开裂问题在研究阶段直是困扰陶瓷衬管应用的一个重大 障碍，1 9 7 8 年，马尔蒙特公司研制的q s i c 陶瓷衬管经过了 _璺毯矮龄辖 1 0 0 0 发单发射击考核，抗烧蚀性能优良，但是在陶瓷衬管端 部出现了环形裂纹，对失效原因进行了优化分析，其目标基于 如下三点： 1 保持。一s i c 陶瓷衬管始终处于压缩状态； 2 将陶瓷衬管和外套的拉拉伸应力保持在合适的水平； 3 使大多数热镶嵌过程尽可能在小过盈配合条件下完成。 为此，特别编制了计算分析程序，理论分析的主要对象是陶 瓷衬管内膛、外壁、套管的内外壁、外套的内外壁的径向、切 向、轴向应力分布情况，所需考虑的参数如下： 1膛面半径2 第一接合面的半径 3 第二接合面的半径4 外径 5衬管的杨氏模量6 钢套管材料的杨氏模量 7 外钢套的杨氏模量8 衬管材料的泊松比 9 钢套管材料的泊松比l o 外套警材料的泊松比 11第一接合面的过盈量1 2 第一接合面的过盈量。 蕊专 1 3 衬管材料的热膨胀系数1 4 钢套管的热膨胀系数 l5 外钢套的热膨胀系数1 6 衬管钢套管间的摩擦系数 1 7 钢套管外套管间的摩擦系数 1 8 膛面压力 1 1 图1 2 和图1 3 e 1 7 3 中曲线是马尔蒙特公司的专家们通过程 序计算得到的径向、切向应力比例值。 图1 2 复舍身管径向应力模式 图1 3 复合身管切向应力模式 曲线1 显示了缩配合应力值，曲线2 是射击膛压造成的复 合结构应力值，曲线这是这两部分应力综合作用时的应力分布 1 2 结果。其中径囱斑力在任侮部佟( 鹦瓷衬管、雨夕 钢质书| 料) 的 任传接踅上都是蘧缩应力，饶离应力在陶瓷树管的痰魅部分达 到最大篷缡痉力- 8 5 ，7 0 0 p s i ，两外钢套此时达副最大披 睾鹰力 + 8 3 ，5 8 1 p s i 。对润一装置熬轴爨应力进锊了分析，其绻祭绘予 表3 中，陶瓷瓣管繇处豹最大轴自疲力缀予陶瓷树营的中阗部 位，辙囱压缫应力僮必9 7 ，2 4 3 p s i ，内镧套疲力为 1 6 ，11 3 p s i ( 拉应力) ，铃钢套应力毽必2 2 ，4 0 5 p s i ( 控应力) ，浸 踅】。4 缩鬻会互艺导致妁轴爨残余藏力 撂此，德 | 3 分掰认势在陶瓷树警热套过程中，由子摩擦 力不均匀翌瑷巾阋丈嚣端小瑟导致陶瓷衬警射蓠或射怎，辫 瓷幸重管端部发生环窝署裂，在射毒过程串，出于燕温豹传递， 加剧了端部应力的减小，致使陶瓷衬管端部出现开裂化倾向。 认为陶瓷衬管在热镶嵌过程中，摩擦力不均匀而导致两 端应力小产生端部环向开裂这一结论看来是不正确的。因为 摩擦力产生的是轴向压缩约束力，存在应力梯度的问题，但 是不致使陶瓷衬管发生断裂，陶瓷衬管的失效必然是拉伸应 力超过了陶瓷衬管的抗拉强度时才会产生。随着研究的进一 步深入，端部效应导致的衬管端部开裂问题已获解决。目前， 中小口径速射武器陶瓷衬管技术已趋成熟，但至今未见有关 解决端部效应的资料报道。 1 3 国内陶瓷衬管的研究 国内在速射武器陶瓷衬管材料技术的研究始于“八五” 期间，目标是探索速射武器陶瓷衬管应用的可行性，经过历 时五年的研究，课题取得了积极的成果。实弹射击实验了几 支陶瓷衬管都未发生危险性断裂，其中一支衬管经过了比 射击规范还要苛刻的靶试考核，采用单发6 0 发、点射6 0 发、 连射6 0 发三个循环共计5 4 1 发的射击实验，陶瓷衬管没有发 生危险性断裂1 9 。超额完成了“八五”研究任务( 射击数发 不裂即可) ，该项目延伸至“九五”规划。 1 3 i 陶瓷衬管上施加予应力的方法 针对陶瓷衬管端部开裂问题，必须从陶瓷衬管的受力状 态分析入手，研究中使用的陶瓷衬管由中科院上海硅酸盐研 究所提供。陶瓷衬管中产生予压缩应力的方法有三种 ( 1 ) 采用记忆合金套合陶瓷衬管，即将n i t i a i 记忆合金置 入液氮中冷却，并同时嵌入陶瓷管，采用此法的缺点是记忆 合金造价昂贵，同时需在- 6 0 。c 温度下操作，工艺复杂，且当 记忆合金使用温度超过2 0 0 以上时便丧失记忆性能，而火 炮的使用温度常常超过记忆合金的使用温度极限，所以一般 无法采用c 2 0 ； ( 2 ) 采用高强度金属丝缠绕，这种方法亦称作绕丝法，绕 丝法用途较多，它是用抗拉强度较高的丝材径向均匀地缠绕 在中心管或内衬管上，并在丝材上保持均匀的拉力，同时采 用喷射沉积法、等离子喷涂法或熔溶金属合金浇注法即可制 或炮管。采用绕丝法的缺点是轴向刚度低，对衬管易造成弯 曲应力，所以也没有采用； ( 3 ) 采用了工艺简单可靠的热过盈配合方法，为充分发挥 外层钢质材料的潜力，采用陶瓷衬管一内钢套一外钢套三层过 盈配合结构。 钢套材料采用p c r n i m o v 钢经调质处理后，机械性能为： 破断强度 屈服强度 延伸率 断面收缩率 ob = ii 8 0 、1 2 6 0m p a oo2 = 1 1 0 0 、1 2 0 0m p a 6 = 1 6 、2 3 = 5 2 、6 3 采用材料力学厚壁圆筒方法对不同衬管壁厚进行了应力计 算，其关系绘于图1 5 中。此时，陶瓷衬管内最大应力为 一1 2 0 0 m p a ，射击时的应力仍为- 6 0 0 m p a 。两层钢套在射击前后 的应力水平接近，且有1 5 、1 6 5 的安全系数。保证了1 2 7 m m 复合结构试验枪靶试试验的操作安全性。 通过以上技术分析内外钢套的配合直径调整：勺m 3 0 m m ， 衬管与内外钢套直径过盈6 ，= o 0 5 m m ，内外钢套间径匀过盈 6 ，= o 1 0 脚复合陶瓷衬管应力分布见图1 6 、图1 7 。 。o 彬缘丽 。，7 q h i j l l h l f l i t f r r ；，辱? j 1 7 4 一一 。寸秆1 短力l 舟谩f f 聍堕怖 o 5 1 ：o d 5 “u 7 “：口。 薪j ：鬻 i f ：川! 蝴： 图1 5复合枪管应力与陶瓷衬管壁厚的关系2 1 1 1 6 复合陶瓷衬管预应力分布 2 2 t f 、n f i t 、 雕r 1 l ，：i 、 图1 7 复合陶瓷衬管综合应力分布 1 7 在模拟靶试试验中发现。当过盈量较大或在铃钢套配合后， 在陶瓷衬喾距端瑟3 - 5 r r 强范豳内膛蚕上有环状裂纹发生，见图 1 8 。 图1 8 带有端部环状裂纹的复会孛寸管照片 1 。3 。2 有限元分析陶瓷睾寸管端郝效应 在王程技术领域中有许多力学闯题或场闷题利用简化假 设，进行鼹撬法求解，能够求褥同题在简化状态下的近似解， 这秽方法芳不总是可行约，通常将导致不正确甚至错误的瓣 答。此时可以到用数值计算方法，即煎限单元法求锵任淼连续 体戢近似数字勰。随着缩小单元的尺寸，增加求解区域内的单 元数目，鳃的近似程度将不断改进，近似鳃最终将收敛予糖确 籁：城。麸资辩分概来看，美国在陶瓷毒重管的应用中采用有限 元方法砖陶瓷树繁热镶嵌和：龛重蠢过程中豹应力分布进行了计算 分析，但未见更详尽的资料报导。 五二所“八五”期间，对于陶瓷衬管在应用中出现端部 环状裂纹问题，曾经进行了有限元分析，但结果不太理想，其 分析结果认为，陶瓷衬管的端部效立起因于热镶嵌导致的端部 剪应力，现在重新对这一技术闯题进行分析，并配合试验验证， 找到了原因和解决措施。 1 4 该技术的不足之处及将来的研究方向 该技术虽已有了成功的应用，但仍有一些不足之处，由 于射击时高温及高膛压的作用，并且温度和膛压拉应力在衬管 中分布的不均匀，使得在射击时分析衬管应力分布显得更加困 难。以下是该技术未来所应突破的一些研究方向：2 4 j ： 高强韧性( 抗弯强度 8 0 0 脚a 、断裂韧性 1 0 m p a m l 2 ) 高 弹性模量的c l s i c 陶瓷材料的研制及产业化； 对烧蚀机理、陶瓷材料性能表征的再认识和进一步研究； 复合陶瓷衬管射击时瞬态温度及膛压应力的测试。 复合陶瓷衬管无损检测技术 1 5 本论文的目的、意义及主要研究内容 1 5 1 本文的目的和意义 随着现代武器装备技术的发展，为了拦截超低飞行的武装 直升机和导弹，要求中小口径速射武器有较高的战技性能。陶 1 日 瓷衬管技术是解决其烧蚀问题的条有效途径，为此，本文结 合近十年来的研究经验，探索解决陶瓷衬管端部效应，为火炮 防烧蚀摸索一条新途径，并为速射武器陶瓷衬管的实用化奠定 理论基础。 i 5 2 本文的主要研究内容 本文的主要研究内容是研究速射武器陶瓷衬管端部效应引 起的端部环状开裂问题测试热镶嵌复合结构陶瓷衬管的应力 状态，重点计算其应力分布对端部开裂的影响，并通过分析找到 一条合理的解决措施。 第二章试验材料和研究方法 2 1 试验用原材料 2 1 1 陶瓷衬管材料 本文所采用的a 1 2 0 3 、q s i c 陶瓷衬管分别购自北京大华 陶瓷厂和中科院上海硅酸盐研究所，a 1 2 0 3 和q s i c 陶瓷衬管 物理性能示于表2 1 中 表2 1a 1 2 0 3 和a - s i c 陶瓷衬管物理性能 汰 熔点密度硬度强度断裂韧性泊松比 g c m ： h r am p am p a m 2 a i z o ：， 2 0 5 03 98 92 9 4 33 7o 2 1 o - s i c 2 8 0 03 1 4 39 34 2 54 00 2 1 2 1 2 钢质材料的成分及处理工艺 外层钢质材料选择p c r n i m o v 钢，其主要成分列于表2 2 中。 表2 2 钢质材料成分 j成分 l i 材料 碳镭硅铬镊镏钒 0 3 2 -0 2 5 -0 1 7 -1 3 0 -0 6 0 -0 2 0 -0 i o - i p c r n i w o v 04 20 5 00 3 7i 7 00 9 0o 3 0o 2 5 p c r n i m o v 钢的锻造工艺为2 5 ： 温度 11 5 0 1 2 0 0 。c 保温时间3 0m i n 2 1 终锻温度高于8 5 0 。c 缎后进行退火处理 热处理工艺： 正火8 8 0 i o 。c2 小时空冷 淬火8 6 0 1 0 2 小时油冷 回火5 5 0 5 3 小时空冷 2 2 试验装置结构 2 2 1 试验对象的确定 为便于进行研究试验，首先必须选定研究对象，即一种具 体的速射武器，它应该是： a 它是典型的速射武器，并存在着严重的烧蚀问眍，具有代表 性： b 口径不是太大，实验费用比较低廉，具有经济性： ：结构性能和使用特十牛、特别是烧蚀特性比较熟悉，以往的研 究试验资料比较丰富，数据比较齐全，具有方便洼。 本着这些考虑，我们选定1 2 7 m m 高射机枪作为研究对象。 2 2 28 5 式1 2 7 m m 烧蚀模拟试验枪 最新的8 5 式1 2 7 m m 高射机枪弹道诸元： 初速810825m s 最大膛压 理论射速 战斗射速 弹链盒容量 使用弹种 3 2 3 7 m p a 5 4 0 6 0 0 发m i n 8 0 发m i n 6 0 发 5 4 式穿甲燃烧弹 5 4 式穿甲曳光弹 每根枪管寿命不低于3 5 0 0 发 2 2 31 2 7 m m 复合陶瓷衬管烧蚀模拟试验枪 考虑陶瓷衬管内膛的加工情况和探伤及测试的方便性，在不 影响内弹道和发射结构的条件下，我们对复合结构枪做了改动， 其外部结构图如图2 1 所示。 图2 11 2 7 m m 复合陶瓷衬管烧蚀模拟试验枪 2 3 陶瓷衬管几何尺寸 c 表面复型：用醋酸纤维纸在陶瓷衬管膛面有疑问的部位做 薄膜复型，在膜型上喷碳后可用肉眼或显微镜检查表面 状况此发可检查膛面2 d - r 质量及射击后的变化情况； d 工业c t 检查：利用五二研究所的a c t i s 3 0 0 型工业c t 对 热镶嵌或射击前后的陶瓷衬管做切面或透视检查。 2 6 陶瓷衬管的应力测试 应力测试仪器为五二所引进的日本理学电机公司2 9 0 4 a e x 型x 射线应力分析仪。其原理为：对无织构的多晶体金属材料 来说在单位体积中含有数量极大的取向任意的晶粒，因此从空 间任意方向都能观察到任意选定的晶面。在无应力存在时，各 晶粒的同一面族的闯距都为d 。，假定有一应力作用于该多晶体， 则各晶粒中相互平行的晶面间距会因为该应力，通过泊松比而 表现出来，随着晶粒取向的不同，面间距的改变量将从某一负值 连续变化到某一正值，应力越大，d 的变化越快，找到应力 这种变化的关系2 7 1 ，就能够求出残余应力。 2 7 热镶嵌工艺及设备 2 7 1 热镶嵌工艺 热镶嵌采用三层热过盈配合结构，三层材料尺寸的确定是 利用几何相似原理，层与层之间有3 的过盈，热镶嵌温度按t 2 6 8 d 九计算，式中6 为配合过盈量，入为钢套材料的热膨胀 系数。钢质材料的加热温度在不超过其回火温度的前提下，为 保证热镶嵌工艺的顺利进行，可以适当提高，这里确定的加热温 度为5 2 0 i o 。c 第一次热镶嵌完毕后，应使复合管在炉中静置 5 分钟，确保应力的均匀化第二次热镶嵌后，为减小和避免热 传导引起陶瓷衬管轴向拉应力，应立即将复合管拿出炉外。 2 7 1 热镶嵌设备 由于热镶嵌过程要求装配迅速，才不致引起应力不平横， 根据国外热镶嵌陶瓷管时“强迫炉气对流和炉内有控冷却以限 制温度梯度和热应力变化”及天津大学“在热油内进行瓷管和 钢套的热镶嵌并随油温冷却才不易开裂”的经验；自行设计制 造了热镶嵌加热专用炉。其结构见图2 3 。 l 挂|盛爵 三 一一 占 一 曲 争 p 锕 to c ，u loo _ ， 1 一 山 1 3 i i 1 r g o i _ r 黑 - o ia 。i u - - _hp_ - 墨o l j 8 p印 = rp 卜- “o _ 9 o ppp o 2 ooo = 8 zz吕 o _口、_ _ _ _ _- _ _ 二 i il i oo i= 船笤站 pp笋 oq 。“-翻 ： 一 h “ ii 。s i l 1p 笛 8 2 “。 p p 。 i c ，oa - 一 1 1_ _ 一 i f 。 占o占 p 占占 o苫 毛苫 善 | 。 盆 g ： o 一 2 一 口i器 _ - l i s晶晶 s 翁 曲 p o 笈2 口i。i o _ a 1 。a i o h h _ ；一 0 il 一 留 c p 、lol h - _ 一 k i 吣 ：i p 0 1 归 o 曲 _ 。 _ 一 pppp oo oo o o oo oo 豁譬譬 娃笙b o l - 】 62 3 内外钢套管间半径过盈量 ur 、0 t 和u 为径向应力、切向应力和半径位移量 k l = r 1 r o k 2 = r 2 r 3 k 3 = r 3 r 2 k 3 ，= r 3 r l 首先求由61 2 产生的应力及位移： 令m 2 1 e l 。( ( k 1 2 + 1 ) ) ( k 1 2 - 1 ) u1 ) + l i e 2 ( k 2 2 + 1 ) ( k 2 2 1 ) + u ， 则陶瓷衬管与内钢套间的界面压力为 p 1 2 6 1 2 = 61 2 2 r l m 当r o r r l 时( 1 l p 陶瓷衬管内) o r 。61 2 = _ p 1 2 61 2 r 1 2 ( r 1 2 - t 0 2 ) ( 1 - r 0 2 r 2 ) 0t 。j1 2 = 一p 1 2 _ 6 1 2 r 1 2 ( r 1 2 一r 0 2 ) ( 1 + r 0 2 r 2 ) u ，61 2 2 一p 1 2 61 2 。r t 2 e l ( r 1 2 一r 0 2 ) ( 1 一p1 ) r + ( 1 + 1 41 ) r 0 2 r 当r l r r 2 时( 内钢套内) u p6 1 2 = p 1 2 6 1 2 r 1 2 ( r 2 2 一i 1 2 ) ( 卜r 2 2 r 2 ) o t 6 1 2 = p 1 2 6 1 2 r 1 2 ( r 2 2 一r 1 2 ) ( 1 + r 2 2 r 2 ) u r - 6 1 2 = pr _ 6 1 2 r 1 2 e 2 ( r 2 2 - r 1 2 ) ( 1 一u2 ) r + ( 1 + u2 ) r 2 2 r 再求由f ；2 3 产生的应力及位移 令n = 2 k 2 2 m e 2 ( k 2 2 - - 1 ) r r 2 2 e 2 ( r 3 2 一r 2 2 ) ( 1 一u2 ) r 2 + ( 1 + u2 ) r 3 2 r 2 q = ( 1 一u2 ) ( r 1 2 n r 2 2 ) r 2 + ( 1 + u2 ) r 1 2 r 2 ( n 一1 ) e 2 ( r 2 2 一r 1 2 ) 由62 3 产生的内、外钢套管间的界面压力为 p 2 3 62 3 = 62 3 2 ( r - o ) 由62 3 产生的陶瓷衬管与内钢套间的界面压力为 p 1 2 - 62 3 = n 龟2 3 2 ( r q ) 当61 2 和62 3 同时作用时 在陶瓷衬管内( r o r r 1 ) or 一( p 】2 6 】2 + p 1 2 6 2 3 ) k 1 2 ( 1 叶0 2 r 2 ) ( k 1 2 1 ) ot ：一( p 1 2 6 1 2 + p 1 2 62 3 ) k 1 2 ( 1 + r 0 2 r 2 ) ( k i 2 1 ) u = 一( p 1 2 6 1 2 + p 1 2 62 3 ) ( 1 一u1 ) r + ( 1 + ud r 0 2 羽e 1 ( k 1 2 1 ) 在内钢套内( r l r 1 2 ) o r = ( p 1 2 - 6 1 2 十p 1 2 - 6 2 3 - - k 2 2 p 6 船) 一( p 1 2 6 1 2 + p 1 2 6 2 3 一) r 2 2 ， ( k 2 2 1 ) g t = ：。5 ：= + p 净b ：3 一v o ? p = ) + ( p i 争6 l ：+ p ：2 s2 3 一p 2 3 62 3 ) r 2 2 r 2 3 ( k 2 2 一1 ) u ： ( 1 一u2 ) ( p 1 2 6 1 2 + p 1 2 - a2 3 - k 2 2 p 2 3 62 3 ) r + ( 1 + p2 ) ( p 1 2 - 61 2 + p 1 2 - 6z 3 - p 2 3 62 3 ) r 2 2 r 2 e 2 ( k 2 2 一】) 在外钢套内( r 2 r r 3 ) 在外钢套内( r 2 。 r r 3 ) or = p 2 3 6 2 3 ( 卜r 2 3 r = ) ( k 3 2 1 ) ot = p 2 3 6 2 3 ( 1 + r 2 3 r 2 ) ( k 3 2 - 1 ) t 1 2 p 2 3 62 3 ( 1 u2 ) r + ( 1 + u2 ) r 3 2 r e 2 ( k 3 2 1 ) 现在来推导在膛压p o 作用下产生的应力及位移公式 令s = e 1 ( k 1 2 1 ) ( ( k 1 2 + 】) ( k 1 2 1 ) 一u1 ) e l + ( ( k 3 2 + 1 ) ( k 3 2 - 1 ) + “2 ) ) e 2 则由p o 产生的陶瓷衬管与钢套管间的界面压力为 p t 2 = 2 p o s 在陶瓷衬管内( r o a r e r l ) or = ( p o k 1 2 p 1 2 ) 一( p o - p 1 2 ) r j 2 r 2 ( k 1 2 一1 ) 0t = ( p o k 1 2 p 1 2 ) + ( p o - p 1 2 ) r 1 2 r 2 ( k 1 2 一1 ) u = ( 卜”】) ( p o k 1 2 p 1 2 ) r + ( 1 + 弘1 ) ( p o p 1 2 ) r 1 2 r 7 e ! i k1 2 1 ) 在钢套管内缸】r r o j or = p 1 2 ( 1 一r 3 2 r 2 2 ) ( k 3 2 1 ) ot = p i 2 ( 1 + r a 2 r 2 2 ) ( k 3 2 - 1 ) u = p 1 2 ( 1 一l a2 ) r + ( 1 + u2 ) r 3 2 r e 2 ( k 3 2 - 1 ) 计算结果利用上述的公式来计算1 2 7 m m 陶瓷加衬枪管的装配 预应力，由膛压p o 引起的应力和射击时的综合应力( 即在p o 与装配预应力同时作用下的应力) 。公式中有关的计算参数分 别为：r o = 6 5 m m 、r l = 9 5 m m 、r 2 = 1 5 m m 、r 3 = 2 0 。9 7 5 m m ：e 1 = 4 0 1 0 5 m p a 、u1 = 0 1 9 ；e 2 = e 3 = 2 0 6 1 0 5 m p a 、u2 = u 3 = 0 3 。计 算结果见表3 1 。 3 3 有限元的计算方法 3 3 1 用途及计算结构 三层过盈配合结构的陶瓷加衬枪管的实际应力分布情况要 比用厚壁筒方法的计算结果复杂的多。实际1 青况是在配合面上 还有磨擦力在起作用，也存在着轴向应力。特别是在陶瓷衬管 的两端附近因存在着不对称的作用而使这里的应力分布很复 杂，在加工和射击过程中衬管端部附近极易发生断裂和破坏。 为防止这种现象发生，有必要用有限元法详细计算和分布复合 枪管的应力分布状况。用有限元法计算的枪管结构见图3 1 。 陶瓷衬管 内钢套外钢套 图3 1 用有限元法进行应力分析的枪管结构 3 3 2 计算方法 利用m s c n a s t r a n 通用程序和过盈接触面有限元柔度间 接法对双重过盈配合的陶瓷加衬枪管的轴对称结构进行分析计 算。过盈接触面柔度间接法是求弹性过盈和变形的有限元法之 一。可用现有有限元通用程序求解弹性过盈和变形问题，具有 很高的计算精度。 具体步骤为在内部子结构qa 过盈接触面各结占上分别施 加单位力边界条件，每一个结点上施加单位力时其它结点上 的力为零，利用有限元方程计算各结点上引起的位移矢量v a ( 1 ) ( i = l ，2 n ) 同理在外部子结构q b 过盈接触面各结点 上分别施加单位力并利用有限元方程计算各结点上引起的结点 位移矢量v b ( i ) ( i = l ，2 i i ) ，于是得到过盈接触面柔度 矩阵行矢量： g ( j ) s - - k u ( i ) a 掣( i ) b 7 ( i = l ，2 n ) 及过盈接触面柔度矩阵方程组 g s f = 6 其中g s 为过盈量接触面上的柔度矩阵，f 为过盈接触面上的 压力矢量，6 为给定的过盈接触面上的过盈矢量。解矩阵方程 组得到过盈界面上的压力f ，然后将f 分别做为q a ，qb 的边 界条件代入弹性有限元程序即可得出过盈耦合变形问题的弹性 解。用此法计算的过盈接触面的位移误差非常小，其计算精度 很高。 3 3 3 计算结果 利用上述方法，分别计算了陶瓷衬管、 内钢套和外钢套 内的径向应力、切向应力，轴向应力，剪切应力及合成应力( 又 称等效应应力或相当应力) 的分布情况。这些应力在陶瓷衬管 内钢套和外钢套剖面上的分布情况示于图3 2 图3 3 中。 图3 2 复合躺勃向应力分布 衬管长度一