基于内弹道学的火灾身管烧蚀寿命预测

基于内弹道学的火灾身管烧蚀寿命预测

人体是步枪最基本、最重要的部件。身管寿命一直是影响火炮寿命的重要因素。一般来说,身管寿命是由疲劳寿命和烧蚀磨损寿命这两方面因素共同决定的。由于现代战争对身管武器提出了高初速、高射速、高膛压和轻量化的更高要求,以及身管材料制造加工等技术水平的提高,使得身管烧蚀磨损寿命成为决定身管寿命的主要因素。长期以来,国内外专家学者对身管内膛在各种射击条件下的烧蚀磨损机理进行了大量富有成效的研究,并且这项工作随着现代科学技术的发展而不断深入。现代烧蚀磨损破坏理论的核心在于身管烧蚀磨损破坏是在一种主导因素的控制下,众多因素综合作用或交互作用的结果。与此相应的身管寿命预测方法也多是通过对主导因素进行定量计算,对其他因素通过引入相应的参数进行修正从而达到预测身管烧蚀寿命的目的。1运行管燃烧机制分析1.1内淤金属烧蚀热对烧蚀的影响主要表现在内膛温度对烧蚀过程所起的决定性作用,在不采用添加剂时,内膛表面温度与发射药火焰温度成正比。IzodD.C.A等人研究认为,大部分热量主要通过火药燃气与身管内壁之间的湍流边界层的强制对流传给内膛金属的。而根据Thornhill临界等温烧蚀理论,当内膛温度小于660℃时烧蚀率极低,当温度介于660～1000℃时,烧蚀率随温度升高而稳定增加,当温度大于1000℃时,烧蚀率急剧增大。由Fe-Fe3C相图可知,炮钢的固态相变温度约为730℃,在1480℃左右出现液-固混合相,而火药气体与钢之间的反应会使上述临界温度降低。可见,当温度低于660℃时,炮膛以机械磨损和膛面变质为主要原因引起身管内膛的径向扩大;当温度介于660～1000℃之间时,内膛主要以变质和间接熔化为主;当温度大于1000℃时,内膛的直径扩大是以直接熔化为主。1.2高压、高速的农药燃气射击时,火药燃气不仅具有3000℃左右的高温,还具有300MPa左右的高压和1000m·s-1左右的高速。高压、高速的火药燃气对身管内表面具有剧烈的动力作用。当内膛表面温度升高超过钢的临界区730～800℃时发生相变,尤其当温度达到钢的固液温度时表面发生软化或熔化。此时,这种动力作用犹如冲刷,使内表面软化、熔化层呈现塑性流动,进而开裂、破碎,最后以微粒状剥落并被吹走。1.3物、钢、fe发射药所产生的高温导致了身管内膛的化学反应,从而使身管内膛烧蚀加剧,即所谓的化学烧蚀。使用高火焰温度的双基发射药,炮膛表面产物是低熔点的FeO和奥氏体,表面部分熔化形成“桔皮”。使用低温火焰温度单基发射药时,形成的白层一般是FeC、FeNx、FeN、Fe3O4,残余奥氏体和马氏体等,这些产物的熔点为1370～1420K,比钢熔点低250～300K,反应表面会在低于钢熔点的温度下熔化。火药气体中过量的Co会使炮膛表面碳的浓度增加,降低了钢的固相线温度(从1700K下降到1400K)。2根据钙化层的体管侵蚀年龄预测方法2.1烧蚀过程简化通过对身管内膛烧蚀机理深入分析,可以将烧蚀机理分为两类:1)如果内膛表面温度低于其熔点,则主要烧蚀机理是燃烧气体与钢表面反应形成氧化皮并被高速气流带走。2)如果表面温度高于其熔点,则烧蚀机理是身管内表面的熔化冲刷。基于第2种情况,可以将烧蚀过程简化为:身管内膛表面在火药燃气的热作用下形成熔化薄层,熔化薄层在火药燃气的冲刷作用下被带走。不断地循环这两个过程直到火药燃气所提供的热流量不能够维持这个过程为止。利用一次发射所造成的熔化层总厚度与允许的径向磨损量相除从而得到基于身管内表面熔化为烧蚀机理主导因素的身管烧蚀寿命。2.2用固层厚度计算方程2.2.1热以导热相关的能量平衡熔化过程是具有移动边界的相变导热问题。固体熔化过程中二相共存,相界面随时间而移动,并且吸收熔解热。对于纯物质而言,相界面的温度是明确的,有:r=S(t)θs=θL=θm(1)即在移动界面S(t)上,两相的温度均为熔点Tm。在界面上有相变发生,因此会有相变潜热,即熔解热的吸收。熔解热通过导热而导走,这样在相界面微元有如下能量平衡关系:λs∂Τs∂r-λL∂ΤL∂r=ρLdS(t)dt(2)λs∂Ts∂r−λL∂TL∂r=ρLdS(t)dt(2)式中:Ts为固相温度;TL为液相温度;λs为固体导热系数;λL为液体导热系数;ρ为炮钢材料密度;S(t)为熔化层厚度;L为熔解热。上式表示熔解热等于向固体和向液体的传热量。身管内膛发生烧蚀时,烧蚀熔化物由于火药气体动力作用被带走,以致身管内膛直径逐渐扩大,烧蚀表面随时间推移而不断沿径向向外移。在强热流密度和高速火药气体的作用下,表层金属熔化后即被带走,即熔化了的金属立即被完全清除掉。因此,在相界面上不存在液相的导热,此时边界相界面能量平衡条件为:r=S(t)(3)qw=qs+qm=-λs∂Τs∂r+ρLdS(t)dt(4)qw=qs+qm=−λs∂Ts∂r+ρLdS(t)dt(4)式中:qw为火药气体对膛面的热流密度;qs为进入未熔化身管壁内的热流密度;qm为消耗于表层金属熔化的热流密度。2.2.2t1和t1t1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1qwdt1q定义/做演化实验在身管沿轴向的任意截面上,[t1,t2]时间内火药燃气向径向传递的热量只产生两个作用,一个是内表层熔化,一个是通过固液界面传入非熔化层。则根据能量守恒有:∫t2t1qwdt=∫t2t1-λs∂Τs∂rdt+ρL∫t2t1dS(t)dtdt(5)∫t2t1qwdt=∫t2t1−λs∂Ts∂rdt+ρL∫t2t1dS(t)dtdt(5)从而有:S(t)=∫t2t1qwdt+∫t2t1(λs∂Τs∂r)dtρL(6)S(t)=∫t2t1qwdt+∫t2t1(λs∂Ts∂r)dtρL(6)式中,t1和t2分别是固液界面出现和结束的时刻。很显然,t1是内壁表面温度上升到表层金属熔点的时刻,t2是燃气温度下降过程中等于表层熔点的时刻。任意截面燃气温度随时间变化曲线如图1所示。S(t)即为射击一次所造成的熔化层厚度。下面将给出上述方程的求解方法。2.3层的厚度方程的求解2.3.1确定低群落燃气温度t1根据内弹道学,可以得到身管轴向任意截面的一次发射时火药燃气温度的T=f(t)曲线,如图1所示。图中:Tm为身管熔点;t2为燃气温度在下降过程中温度等于身管熔点的时刻。为了方便确定式(6)中对温度梯度积分所需传热方程的边界条件把积分时间段延长为[0,t2],有:根据能量守恒,分子上的第1项与第3项的和为零:即在没有出现溶解热的时候燃气流向身管的热都将通过内膛表面流向身管内部。因此,式(1)将转为如下形式:S(t)=∫t20qwdt+∫t20λs∂Τs∂rdtρL(8)2.3.2表面磺化的最高值目前,国内外学者对不考虑熔化层的火药燃气与膛壁之间的热传递作用研究的比较充分,热流量的计算方法也很多,这里就不再详细介绍。由于燃气与膛壁发生的是强制对流换热,因此有:qw(t)=h(t)[Tg(t)-Tw(t)](9)与一般内膛表面传热计算不同的是,根据前面的假设:表层金属一旦熔化即被冲走,可以知道壁面温度的最高值也只能是熔点温度Tm。因此,对于热流量的计算将分为两个时间段:一个是壁面温度升高的过程即当Tw(t)<Tm,即[0,t1]时段,一个是壁面温度维持在熔化温度Tw(t)=Ts即壁面温度已经升高到熔点但是燃气温度仍然大于熔点的阶段,即[t1,t2]时段如图2所示。2.3.3身管为半无限大物体在此,引入半无限大物体假设:所谓半无限大物体,是指几何上如图3所示的物体,其特点是从x=0的界面开始可以向正向以及上下方向上无限延伸,而在每一个与x坐标垂直的截面上物体的温度都相等。将身管视为半无限大物体是由射击时身管发热过程的特点所决定的。由于发射时间很短,内壁温度热量来不及向外传递,身管壁内存在很大的温度梯度。以可以移动的固液界面为零点,以径向外侧为正方向建立相对坐标系。显然,在这个相对坐标系下的热作用也是符合半无限大物体假设的。2.3.3.内表面温度梯度估计若把积分中梯度界面的温度逐渐上升到壁面熔点Tm并保持为Tm的过程简化为壁面温度瞬间上升到Tm并保持的过程,那么根据半无限大物体的非稳态导热理论,可得到第1类边界条件下的温度场分析解:Τ(r,t)-ΤmΤ0-Τm=erf(r2√at)(10)erf(r)=2√π∫r0e-t2dt(11)式中:T0为发射前内外表面平均温度;Tm为内表面熔点温度;erf(x)称为误差函数。将公式对r求导并令r=0,可得到:∂Τ(0,t)∂r=(Τ0-Τm)1√πat(12)对上式进行积分可得:∫t20λs∂Τs∂rdt=λs(Τ0-Τm)2√t2πa(13)显然,估算中[0,t1]时段内温度梯度被放大,通过内壁流向身管的热量也必将放大,由能量守恒知,溶解热必将减少。因此,这种积分计算是一个熔化层偏小的估算。2.3.3.[0,t1]阶段∂Τ∂t=a∂2Τ∂r2,0＜r＜∞(14)t=0,Τ(r,t)=Τ0Τ(0,t)=f(t);将f(t)分为两个部分:[0,t1]和[t1,t2]。其中,[0,t1]阶段由于没有出现熔化层,f(t)的大小就等于