古斌，寧變芳，劉朋科，劉飛，賀琦

(西北機電工程研究所，陜西 咸陽 712099)

火炮發(fā)射過程中身管內膛環(huán)境十分惡劣，經(jīng)過一定射擊發(fā)數(shù)后內膛往往出現(xiàn)不同程度裂紋，影響身管壽命及發(fā)射安全性。周敏華[1]對火炮身管裂紋擴展規(guī)律進行研究,建立三維積分有限元模型，并與自緊身管進行對比,找出了自緊技術在提高身管抗斷裂能力方面所起的作用。曾志銀等[2]對某機械自緊身管殘余應力及射擊載荷受力分析，理論估計了身管內表面存在初始裂紋時的身管疲勞壽命。李鵬輝[3]建立含裂紋身管的三維有限元模型，研究靜載內壓作用下自緊殘余應力對不同尺寸裂紋的影響。武鋒[4]以大口徑火炮身管為研究對象，研究了靜載作用下厚壁圓筒應力強度因子的變化規(guī)律和熱應力對裂紋擴展的影響，估算了交變載荷作用下的內膛臨界裂紋尺寸及身管剩余疲勞壽命。李家坤[5]結合Paris疲勞裂紋擴展理論，建立了身管疲勞壽命與身管內壁最大切向應力之間的數(shù)學模型。梁興旺等[6]通過研究火炮身管內膛鍍鉻層和在模型上預制各種裂紋的彈丸擠進有限元模型，得到陽線裂紋比陰線裂紋對擠進過程身管應力影響大和縱向裂紋比橫向裂紋對擠進過程身管應力影響大的結論。王月桐[7]研究了某高射機槍的鍍鉻身管存在初始裂紋缺陷時在耦合應力作用下基于二維模型的鉻層裂紋擴展過程以及裂尖應力特征。楊雕等[8]針對某型迫擊炮身管材料由炮鋼更換為鈦合金后的身管壽命問題，通過對炮鋼與鈦合金材料的疲勞性能試驗與理論分析，評估兩種材料下的身管疲勞壽命。

目前，對于身管裂紋及疲勞壽命的研究取得了較大進展，但含膛線身管裂紋擴展問題的研究仍然很少。筆者基于內彈道分析和彈炮耦合響應動力學分析獲得的身管發(fā)射過程承受的膛內壓力以及軸向載荷，結合材料斷裂參數(shù)，建立線膛身管內膛裂紋有限元模型，研究載荷作用下內膛不同位置初始裂紋的擴展特性，計算身管疲勞裂紋擴展壽命。

1 裂紋擴展理論

1.1 裂紋的分類

按裂紋的受力特征分，裂紋可分為張開型(Ⅰ型)、滑開型(Ⅱ型)和撕開型(Ⅲ型)裂紋，如圖1所示[9]。在火炮身管內壁中，裂紋的主要形式為Ⅰ型、Ⅱ型以及Ⅰ型和Ⅱ型的混合型，其中，I型裂紋對身管強度影響最大。因此本研究主要考慮I型裂紋的影響。

1.2 應力強度因子計算

應力強度因子是用來表征裂紋尖端區(qū)域應力應變場強度的物理量，一般用來作為參量建立裂紋起裂破壞的條件[9]。YAU在J積分的基礎上發(fā)展了M積分方法，提出了精確且高效的應力強度因子計算途徑[10]。

定義上角標(1)和(2)分別表示線彈性體中相互獨立的兩組平衡狀態(tài)，二者疊加所形成的新平衡狀態(tài)用(0)表示。因J積分不符合線性疊加原理，式(1)中存在非零的交互項M(1,2)[10]：

J(0)=J(1)+J(2)+M(1,2).

(1)

在裂紋尖端小范圍屈服即線彈性斷裂情況下，J積分與能量釋放率等價，與應力強度因子有以下確定關系[10]：

(2)

式中：E,υ分別為彈性模量和泊松比；KⅠ，KⅡ和KⅢ分別為Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ型裂紋應力強度因子。

由于應力強度因子滿足線性疊加原理，因此式(2)可整理為[10]

(3)

對比式(1)和式(3)，可得M積分與應力強度因子的關系式為[10]

(4)

對式(4)進行解耦即可得到Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ型裂紋應力強度因子。

1.3 裂紋擴展方法

裂紋擴展時，裂紋尖端被離散處理。如圖2所示，基于最大周向應力理論，預測裂紋尖端各個離散點的擴展方向，結合給定的適當?shù)牧鸭y擴展尺寸，經(jīng)過光滑處理，獲得擴展后的裂紋尖端。

局部裂紋擴展尺寸由裂紋尖端各點的應力強度因子和給定的裂紋最大擴展尺寸決定：

(5)

式中：aj為裂紋尖端j點的擴展尺寸；amax為裂紋尖端的最大擴展尺寸；KⅠ, j裂紋尖端j點的最大應力強度因子；KⅠ, max為裂紋尖端的最大應力強度因子；n為Paris公式的指數(shù)項。

1.4 裂紋擴展壽命計算

火炮身管的疲勞破壞過程通常與其他金屬構件一樣，分為裂紋萌生、裂紋穩(wěn)定擴展和最終失穩(wěn)瞬間斷裂3個階段。與大多數(shù)金屬構件不同的是，火炮身管疲勞壽命主要取決于裂紋擴展壽命，其裂紋萌生壽命很短，可以忽略不計[11]。在身管疲勞裂紋擴展分析中，通過疲勞裂紋擴展速率計算裂紋擴展壽命。疲勞裂紋擴展速率是指在疲勞載荷作用下裂紋長度a隨循環(huán)次數(shù)N的變化率，用da/dN表示。da/dN隨應力強度因子幅值ΔK的變化，在雙對數(shù)坐標大致可用S形曲線來描述[9]，如圖3所示。

圖3中Ⅰ區(qū)為初始裂紋擴展區(qū)，該區(qū)存在一個垂直漸近線ΔK=ΔKth，ΔKth稱為疲勞裂紋擴展應力強度因子門檻值。Ⅲ區(qū)為快速擴展區(qū)，也存在一個垂直漸近線Kmax=KC，KC為材料的斷裂韌度。在Ⅲ區(qū)內，da/dN急劇上升而產(chǎn)生失穩(wěn)瞬間斷裂。曲線中段為Ⅱ區(qū)，屬穩(wěn)定擴展區(qū)，也是裂紋擴展的主要部分。在Ⅰ區(qū)內，da/dN與ΔK的n次方之間存在著正比關系，可表示為Paris公式：

(6)

式中，C，n為與材料有關的常數(shù)。

通過對式(6)積分可得裂紋擴展到一定尺寸a時對應的載荷循環(huán)即壽命N：

(7)

式中：ai為初始裂紋尺寸；F為系數(shù)；σ為名義應力。

身管疲勞裂紋擴展壽命計算流程如圖4所示。

2 身管內壁裂紋有限元模型

2.1 材料參數(shù)

身管材料為普通炮鋼，彈性模量為206 GPa，泊松比為0.3，屈服極限為1.18 GPa，切向模量為2.06 GPa，身管材料疲勞裂紋擴展速率模型為da/dN=2.5×10-8(ΔK)2.6，動態(tài)斷裂韌性值KC取55.8 MPa·m1/2。

2.2 幾何模型

針對某小口徑無鍍層身管，對身管典型特征段內壁裂紋進行建模分析。由于身管的循環(huán)對稱性，建模采用循環(huán)對稱模型，取身管八分之一模型以進行身管裂紋分析，忽略膛線纏度對局部結構的影響，如圖5所示。

針對圖5所示身管有限元模型，在身管內壁陰線和陽線上嵌入半徑為0.2 mm的半圓形縱向裂紋和橫向裂紋，如圖6所示。

2.3 載荷及邊界條件

如圖7所示，取模型左側為炮口方向，將膛壓均勻施加到身管內表面彈后空間位置，彈丸擠進摩擦力均勻施加在彈帶作用位置，彈丸擠進摩擦力作用寬度由彈丸彈帶寬度給定?；趦葟椀烙嬎?、彈炮耦合響應動力學分析獲得身管發(fā)射過程承受的膛內壓力、彈帶摩擦力，分別如圖8和圖9所示。

3 身管內壁裂紋擴展特性分析

針對某無鍍層身管，采用有限元軟件和斷裂分析軟件Franc3d，基于所建立的身管內壁裂紋有限元模型，研究身管直膛段內壁橫向裂紋和縱向裂紋在膛壓、彈帶摩擦力、自緊殘余應力等影響因素作用下裂紋的受力狀態(tài)，計算裂紋尖端應力強度因子，分析各個影響因素對身管內壁裂紋的作用規(guī)律。

3.1 膛壓對裂紋擴展的影響

將膛壓載荷施加于圖6所示身管內壁裂紋模型，通過有限元軟件計算模型應力場和位移場，基于Franc3d軟件獲得的應力場和位移場進行裂紋應力強度因子計算，得到圖10、11所示的膛壓作用下身管內壁縱向裂紋和橫向裂紋應力強度因子。

膛壓作用下身管內壁陰線縱向裂紋應力強度因子為正值，陽線縱向裂紋應力強度因子為負值；陰線橫向裂紋應力強度因子為正值，陽線橫向裂紋應力強度因子為負值；且縱向陰線裂紋應力強度因子數(shù)值大于其他裂紋。應力強度因子為正表明裂紋面受拉伸作用趨于張開，應力強度因子為負表明裂紋面受壓縮作用趨于閉合，應力強度因子數(shù)值越大作用越強，即膛壓促進陰線裂紋擴展，抑制陽線裂紋擴展，且對縱向陰線裂紋促進作用最大。

在彈丸膛內運動過程中，火藥氣體會作用于身管內壁裂紋面，即裂紋面會受膛壓載荷作用，在計算中假定膛壓均勻作用于裂紋面，大小與膛壓相等(稱為裂紋面壓力)。圖12和圖13給出了膛壓作用于裂紋面時身管內壁裂紋尖端應力狀態(tài)及應力強度因子，可以看出，膛壓作用于裂紋面時裂紋應力強度因子均為正值，且數(shù)值與膛壓作用下應力強度因子為同一個數(shù)量級；表明裂紋面壓力將促進身管內壁裂紋擴展，且影響不可忽略。

3.2 彈帶摩擦力對裂紋擴展的影響

根據(jù)彈帶摩擦力的作用方向，在彈丸膛內運動過程中炮尾側身管內壁橫向裂紋裂紋面受彈帶摩擦力作用拉應力，為Ⅰ型裂紋，縱向裂紋裂紋面作用切應力，為Ⅱ型裂紋，因此彈帶摩擦力主要對橫向裂紋擴展造成影響。圖14給出了彈帶摩擦力作用下身管內壁橫向裂紋應力強度因子，可以看出，應力強度因子為正值；且陰線裂紋和陽線裂紋應力強度因子數(shù)值基本相同，與膛壓作用下陰線橫向裂紋應力強度因子相當，遠小于陰線縱向裂紋應力強度因子；表明彈帶摩擦力促進炮尾側身管橫向裂紋擴展，且作用與膛壓對陰線橫向裂紋作用相當，影響遠小于膛壓對陰線縱向裂紋作用。

3.3 自緊殘余應力對裂紋擴展的影響

對身管液壓自緊過程進行簡化建模，在身管內壁施加液壓自緊力后進行卸載，計算身管完成液壓自緊后的殘余應力，如圖15所示。

圖16給出了殘余應力作用下身管內壁縱向裂紋的應力強度因子，圖17給出了殘余應力作用下身管內壁橫向裂紋的應力強度因子?？梢缘贸觯瑲堄鄳ψ饔孟律砉軆缺诹鸭y應力強度因子均為負值，且數(shù)值與膛壓作用下身管裂紋應力強度因子相當；表明殘余應力抑制裂紋擴展，且作用與膛壓相當。

對比各因素作用下身管內壁裂紋應力強度因子，可以得出，膛壓促進陰線裂紋擴展，抑制陽線裂紋擴展；彈帶摩擦力促進炮尾側身管橫向裂紋擴展；殘余應力抑制裂紋擴展；影響身管疲勞裂紋擴展壽命的危險因素為身管內壁陰線縱向裂紋；裂紋面壓力對身管內壁裂紋擴展的影響較大。

4 身管疲勞裂紋擴展剩余壽命計算

根據(jù)身管內壁裂紋擴展影響因素分析結果，身管內壁陰線縱向裂紋為身管疲勞壽命主要危險因素，因此以陰線縱向裂紋為分析對象進行身管疲勞裂紋擴展剩余壽命計算。筆者作以下假設：研究對象為不自緊身管；膛壓均勻作用于裂紋面；忽略溫度應力的影響；身管在經(jīng)過一定發(fā)數(shù)射擊后內壁初始裂紋為半徑為0.2 mm的半圓形裂紋；身管受單發(fā)射擊載荷作用，即身管內壁疲勞載荷應力比為0。

4.1 單裂紋模型壽命計算

對于圖5所示身管模型，在其陰線上嵌入一半徑為0.2 mm縱向裂紋，研究對象為不自緊身管(下同)，內壁施加膛壓及裂紋面壓力，進行疲勞裂紋擴展壽命分析。對于該模型，裂紋僅受張開載荷，即沿著原有方向擴展。

通過裂紋擴展仿真，得出在疲勞裂紋擴展過程中，隨著裂紋不斷擴展，裂紋尖端應力強度因子KⅠ不斷增大，如圖18所示。圖19為在某一路徑上的裂紋長度隨載荷循環(huán)次數(shù)變化曲線，可得當裂紋擴展1.1 mm即對應的載荷循環(huán)次數(shù)為4 333次時，裂紋尖端應力強度因子達到動態(tài)斷裂韌性值，此即為身管疲勞裂紋擴展壽命。此時，裂紋長度約為2.7 mm，裂紋深度約為1.0 mm。

4.2 雙裂紋模型壽命計算

對于雙裂紋模型，裂紋之間的距離極大影響著其裂紋擴展壽命，兩裂紋相距較遠時，兩條裂紋互不影響，疲勞裂紋擴展壽命與單裂紋模型類似，筆者研究同一平面的兩條裂紋相距較近時的情況，對于圖5所示身管模型，在其陰線上嵌入兩個半徑為0.2 mm的半圓形縱向裂紋，如圖20所示。

4.2.1 雙裂紋模型1

雙裂紋模型1中兩裂紋中心相距2.0 mm，與單裂紋模型相同，內壁施加膛壓及裂紋面壓力，對其進行疲勞裂紋擴展壽命分析。對于該模型，裂紋僅受張開載荷，即沿著原有方向擴展。

通過裂紋擴展仿真，得出疲勞裂紋擴展過程中，兩條裂紋尖端應力強度因子KⅠ，顯然，隨著裂紋不斷擴展，裂紋尖端應力強度因子不斷增大，且相互靠近的兩個尖端應力強度影子明顯大于另外兩端，兩裂紋呈現(xiàn)加速融合貫通的趨勢，如圖21所示。圖22為在某裂紋一路徑上的裂紋長度隨載荷循環(huán)次數(shù)變化曲線，可得當裂紋擴展0.6 mm即對應的載荷循環(huán)次數(shù)為3 898次時，裂紋尖端應力強度因子達到動態(tài)斷裂韌性值，此即為身管疲勞裂紋擴展壽命。此時，兩裂紋尚未貫通，單個裂紋長度約為1.6 mm，裂紋深度約為0.6 mm。此時裂紋的臨界尺寸遠小于單裂紋模型。

4.2.2 雙裂紋模型2

雙裂紋模型2中兩裂紋中心相距1.0 mm，其余計算條件同雙裂紋模型1。

通過裂紋擴展仿真，得出疲勞裂紋擴展過程中，裂紋貫通前兩條裂紋裂紋尖端應力強度因子KⅠ如圖23，趨勢與雙裂紋模型1相同。圖24給出了裂紋貫通后裂紋尖端應力強度因子KⅠ，顯然，裂紋貫通后裂尖應力強度影子顯著增大，遠大于斷裂韌性，將發(fā)生失穩(wěn)斷裂。圖25為在某裂紋一路徑上的裂紋長度隨載荷循環(huán)次數(shù)變化曲線，可得當裂紋擴展0.28 mm即對應的載荷循環(huán)次數(shù)為2 288次時，裂紋尖端應力強度因子達到動態(tài)斷裂韌性值，此即為身管疲勞裂紋擴展壽命。此時，兩裂紋貫通，裂紋長度約為2.0 mm，裂紋深度約為0.4 mm。

基于身管內壁疲勞裂紋擴展模型，分別計算了身管內壁存在一定尺寸的單個陰線縱向裂紋和兩個陰線縱向裂紋的疲勞壽命。分析可得，兩條相鄰較近的裂紋會促進裂紋相對擴展，降低身管疲勞裂紋擴展壽命；相鄰裂紋的貫通會大大降低身管疲勞裂紋擴展壽命。

5 結論

采用有限元軟件建立了包含膛線及不同位置初始裂紋的身管有限元模型，基于線彈性斷裂力學理論研究了膛壓、彈帶摩擦力、自緊殘余應力等載荷作用下身管內壁不同位置初始裂紋的擴展特性，基于疲勞裂紋擴展理論以臨界斷裂韌度為失效判據(jù)獲得了無鍍層身管在包含不同數(shù)量初始裂紋時的剩余壽命。得到以下結論：

1)膛壓促進陰線裂紋擴展，抑制陽線裂紋擴展；彈帶摩擦力促進炮尾側身管橫向裂紋擴展；殘余應力抑制裂紋擴展；影響身管疲勞裂紋擴展壽命的危險因素為身管內壁陰線縱向裂紋；裂紋面壓力對身管內壁裂紋擴展的影響較大。

2)獲得了無鍍層身管在包含初始單裂紋及雙裂紋時的剩余壽命；兩條相鄰較近的裂紋會促進裂紋相對擴展，降低身管疲勞裂紋擴展壽命；裂紋的貫通會顯著降低身管疲勞裂紋擴展壽命。