劉振華，方 峻，楊 晨

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 南京 210094)

1 引言

自動(dòng)武器射擊時(shí)，身管內(nèi)壁溫度在高溫火藥燃?xì)庾饔孟聼g損壞，尺寸增大，武器性能下降。身管壽終判據(jù)包括初速下降、射擊精度無法滿足要求、橫彈率超過戰(zhàn)術(shù)指標(biāo)等，上述判據(jù)都與身管燒蝕磨損后內(nèi)徑尺寸變化相關(guān)，身管燒蝕主要由機(jī)械因素、化學(xué)因素、熱因素造成，而對(duì)于機(jī)槍等速射武器身管燒蝕磨損的主要因素為熱、化學(xué)因素。因此，研究不同工況或射擊模式下身管溫度場(chǎng)和燒蝕特性意義極大。

關(guān)于身管溫度場(chǎng)和身管燒蝕的研究，國內(nèi)外學(xué)者開展了大量研究。彭克俠對(duì)身管內(nèi)外壁對(duì)流傳熱過程進(jìn)行仿真，得出不同射速和不同環(huán)境溫度下身管溫度場(chǎng)分布規(guī)律。馮國銅采用能量平衡法，推導(dǎo)連續(xù)射擊狀態(tài)下身管內(nèi)、外邊界節(jié)點(diǎn)的有限差分方程，研究某型號(hào)機(jī)槍槍管溫度場(chǎng)分布。Xi等分析計(jì)算了身管內(nèi)外的熱環(huán)境參數(shù)，基于有限差分法得出身管傳熱過程，得到了峰值溫度和徑向溫度場(chǎng)。Longhe等建立了大口徑機(jī)槍的熱固耦合模型，求解并分析大口徑身管在連續(xù)射擊狀態(tài)下身管溫度場(chǎng)變化規(guī)律。Xu Cheng采用有限元方法對(duì)槍管的熱固耦合模型進(jìn)行數(shù)值求解，計(jì)算了周期性動(dòng)壓和熱脈沖作用下槍管瞬態(tài)溫度場(chǎng)。徐達(dá)等依據(jù)傳熱學(xué)理論建立了身管的傳熱學(xué)模型，分析單發(fā)及連發(fā)射擊條件下溫度場(chǎng)分布及其變化規(guī)律。楊艷峰利用ANSYS軟件建立火炮身管有限元模型，計(jì)算求解得到不同射擊模式及不同環(huán)境溫度下身管內(nèi)外壁溫度變化規(guī)律。Dong-Yoon Chung等提出以身管內(nèi)壁熱輸入量來描述燒蝕量的經(jīng)驗(yàn)公式。梁文凱等結(jié)合摩擦學(xué)和流體力學(xué)建立身管與彈丸熔融磨損模型，提出一種身管與彈丸的熔融磨損的計(jì)算方法。李明濤通過內(nèi)彈道學(xué)和熱傳導(dǎo)理論推導(dǎo)熔融燒蝕層厚度積分方程，利用半無限大物體假設(shè)給出熔化層厚度近似計(jì)算公式。Lawton基于阿倫尼烏斯公式提出身管發(fā)生化學(xué)反應(yīng)時(shí)燒蝕速率的表達(dá)式。但現(xiàn)有研究仍缺少對(duì)不同工況條件下身管燒蝕特性的理論研究和試驗(yàn)驗(yàn)證。

本文運(yùn)用燒蝕理論模型和有限元軟件ANSYS研究身管在不同工況條件和設(shè)計(jì)參數(shù)下溫度分布和燒蝕特性，并將理論分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析。

2 有限元模型

槍管在射擊時(shí)，火藥爆炸產(chǎn)生高溫、高壓的火藥燃?xì)?，?dǎo)致槍管溫度急劇變化，槍管熱交換過程示意圖如圖1所示。

圖1 槍管熱交換過程示意圖Fig.1 Schematic diagram of heat exchange

2.1 基本假設(shè)

槍管在實(shí)際射擊時(shí)，由于火藥爆炸和高溫高壓環(huán)境影響，過程極為復(fù)雜，為了便于計(jì)算，對(duì)有限元模型做出以下假設(shè)。

1) 身管初始溫度取環(huán)境溫度；

2) 不考慮彈丸與身管內(nèi)壁摩擦及產(chǎn)生熱效應(yīng)，忽略輻射放熱，假設(shè)對(duì)流是穩(wěn)定的；

3) 身管溫度場(chǎng)均勻分布；

4) 忽略槍管內(nèi)部膛線、外部導(dǎo)氣孔身管圓角、倒角以及其他細(xì)微結(jié)構(gòu)，在尺寸上以陽線尺寸為準(zhǔn)。

基于以上假設(shè)將槍管簡化為二維軸對(duì)稱模型。

2.2 材料參數(shù)

以某5.8 mm小口徑機(jī)槍身管為研究對(duì)象，考慮身管和鉻層材料性能的非線性，身管材料參數(shù)如表1所示。

表1 身管鋼和鍍鉻層的材料參數(shù)Table 1 Material parameters of body tube steel and chrome-plated layer

2.3 邊界條件

射擊時(shí)火藥燃?xì)忉尫诺臒崃恳詿醾鲗?dǎo)、熱對(duì)流、熱輻射的形式傳遞，在高溫高壓火藥燃?xì)庾饔孟禄鹚帤怏w密度很大，大部分輻射能被火藥氣體吸收，到達(dá)身管內(nèi)壁的輻射極少，故內(nèi)壁邊界條件只考慮對(duì)流傳熱；由于身管外壁始終與空氣接觸，外邊界條件設(shè)置為自然對(duì)流換熱。

將身管沿軸向分成50份，根據(jù)內(nèi)彈道方程編寫內(nèi)彈道計(jì)算程序得到身管不同位置壓強(qiáng)和溫度，分別對(duì)不同位置施加相應(yīng)的隨時(shí)間變化的壓強(qiáng)、溫度、熱對(duì)流邊界條件，計(jì)算結(jié)果如圖2—圖4所示。

圖2 火藥燃?xì)鉁囟茸兓€Fig.2 Temperature change curve of gunpowder and gas

圖3 身管內(nèi)膛對(duì)流換熱系數(shù)曲線Fig.3 Convective heat transfer coefficient curve of inner bore of barrel

圖4 火藥燃?xì)馄骄艍?時(shí)間變化曲線Fig.4 Average chamber pressure-time curve of gunpowder gas

3 身管燒蝕理論模型

身管燒蝕磨損計(jì)算的經(jīng)驗(yàn)公式建立在大量的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和多位學(xué)者的分析推導(dǎo)基礎(chǔ)上，不同類型的速射武器經(jīng)驗(yàn)公式不盡相同。通用機(jī)槍的身管內(nèi)表面通常都有鍍鉻層，受鍍鉻層工藝條件和射擊過程中的疲勞應(yīng)力的影響，高硬度的鉻層很容易產(chǎn)生裂紋，射擊時(shí)火藥燃?xì)馔ㄟ^裂紋與身管鋼直接接觸，引起身管鋼的燒蝕。本文根據(jù)熱、化學(xué)因素的影響，將身管燒蝕分為緩慢侵蝕階段、熱化學(xué)燒蝕階段和熔融燒蝕階段等3個(gè)階段。當(dāng)槍管內(nèi)部溫度低于身管鋼的氧化溫度時(shí)，火藥燃?xì)馀c身管內(nèi)壁之間沒有明顯的化學(xué)反應(yīng)，這一階段的燒蝕主要由火藥爆炸的高溫引起，燒蝕量相對(duì)較低，稱為緩慢燒蝕階段；當(dāng)身管內(nèi)壁溫度達(dá)到身管鋼氧化溫度時(shí)，火藥燃?xì)馔高^鉻層裂紋擴(kuò)散與身管鋼內(nèi)表面發(fā)生氧化反應(yīng)、滲碳反應(yīng)，在高速流動(dòng)火藥氣體的作用下，槍管發(fā)生燒蝕，稱為熱-化學(xué)燒蝕階段；當(dāng)槍管內(nèi)壁溫度超過身管鋼熔點(diǎn)時(shí)，槍管材料開始軟化甚至熔化，這被稱為熔融燒蝕階段。

身管燒蝕理論模型為：

(1)

式(1)中：、為實(shí)驗(yàn)測(cè)得的常數(shù)；為身管內(nèi)壁溫度；為身管外壁溫度；為身管的導(dǎo)熱系數(shù)；與分別為身管的內(nèi)徑與外徑；為擴(kuò)散性常數(shù)，該常數(shù)的取值取決于燃?xì)猱a(chǎn)物的濃度;為環(huán)境溫度；為身管的最大溫度；為身管初始溫度；Δ為活化能；為摩爾氣體常量；為最大壓力；為恒壓比熱容，為熔點(diǎn)溫度;為火藥氣體向身管內(nèi)壁傳遞的熱流密度；為身管鋼管的密度；為融解熱;為身管鋼氧化溫度；為身管鋼熔點(diǎn)；()為燒蝕層的厚度。

4 身管溫度場(chǎng)分析

以某5.8 mm小口徑通用機(jī)槍為研究對(duì)象，建立上述有限元模型，分析不同工況和設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)身管溫度場(chǎng)的影響。不同工況條件分別為環(huán)境溫度、冷卻周期射彈總量、射擊模式；設(shè)計(jì)參數(shù)為射擊頻率、鍍鉻層厚度?；鶞?zhǔn)射擊規(guī)范為環(huán)境溫度293 K，射頻700發(fā)/min，連射50發(fā)，停頓2 s，200發(fā)/彈箱，換彈停頓時(shí)間30 s，共射擊1 000發(fā)。取坡膛終點(diǎn)位置截面(A截面)為分析對(duì)象，圖5為基準(zhǔn)射擊規(guī)范下槍管內(nèi)壁、外壁溫度曲線

圖5 A截面槍管內(nèi)壁、外壁溫度仿真曲線(1 000發(fā))Fig.5 Simulation curves of the inner and outer walls of the barrel of section A (1 000 rounds)

由圖5可知，1 000發(fā)連射中，槍管內(nèi)壁溫度變化呈脈沖式，峰值溫度急劇上升后迅速下降，在停頓時(shí)內(nèi)壁溫度緩慢衰減，外壁溫度上升速度減緩，隨著射彈量的增加，身管內(nèi)壁溫度變化幅度逐漸減小。1 000發(fā)連射后，槍管內(nèi)壁溫度升高到1 131 K后迅速衰減，之后緩慢衰減；槍管外壁溫度與內(nèi)壁溫度相比變化幅度很小。在射擊結(jié)束后身管內(nèi)壁溫度由1 131 K下降至830 K，身管外壁溫度由821 K上升至829 K，之后內(nèi)外壁溫度趨于一致。

5 不同工況和設(shè)計(jì)參數(shù)身管溫度場(chǎng)分析

5.1 不同環(huán)境溫度

以5.8 mm口徑機(jī)槍為例，計(jì)算223 K、253 K、273 K、293 K、323 K等5種環(huán)境溫度下槍管溫度場(chǎng)，射擊規(guī)范與基準(zhǔn)射擊規(guī)范相同。計(jì)算結(jié)果如圖6、圖7所示。

相同射彈量下，環(huán)境溫度越高，身管外壁溫度越高，槍管外壁溫度以環(huán)境溫度為起點(diǎn)迅速上升，隨著射彈量的增加，溫度升高速率有所降低，在射彈停頓期間溫度升高速率減緩，換彈期間溫度緩慢下降，換彈結(jié)束再次射擊時(shí)，槍管外壁溫度開始再度升高，但環(huán)境溫度的改變對(duì)槍管溫度積累過程幾乎沒有影響。1 000發(fā)連射后，323 K環(huán)境溫度槍管內(nèi)壁最高溫度比223 K環(huán)境溫度槍管內(nèi)壁最高溫度增加11.7%，外壁溫度增加了11.8%。由圖7可知環(huán)境溫度越高，槍管內(nèi)壁峰值溫度越高，燒蝕量越大。環(huán)境溫度的降低可減少身管燒蝕，有利于提高槍管使用壽命。

圖6 不同環(huán)境溫度下A截面槍管外壁溫度曲線Fig.6 The temperature of the outer wall of the A-section barrel under different ambient temperatures

圖7 不同環(huán)境溫度下A截面燒蝕量直方圖Fig.7 Ablation amount of section A at different ambient temperatures

5.2 不同冷卻周期射彈總量

計(jì)算連續(xù)射擊200發(fā)、400發(fā)、600發(fā)、800發(fā)、1 000發(fā)等5種冷卻周期射彈總量下槍管溫度場(chǎng)，射擊規(guī)范參照基準(zhǔn)射擊方案，1 000發(fā)連射溫度場(chǎng)包含其他4種冷卻周期射彈量方案，因此仿真1 000發(fā)的溫度場(chǎng)即可。計(jì)算結(jié)果如圖8、圖9所示。

圖8 1 000發(fā)射擊時(shí)A截面內(nèi)壁、外壁溫度變化曲線Fig.8 Temperature changes of the inner and outer walls of the A section of the 1 000-shot shot

圖9 不同冷卻周期射彈總量槍管內(nèi)、外壁溫度 峰值和燒蝕量直方圖Fig.9 The inner and outer wall temperature peaks and the amount of ablation of the total amount of projectiles in different cooling cycles

冷卻周期射彈總量對(duì)槍管內(nèi)壁、外壁最高溫度影響較大，冷卻周期射彈總量1 000發(fā)的槍管內(nèi)壁最高溫度比冷卻周期射彈總量200發(fā)的槍管內(nèi)壁最高溫度增加43.8%，外壁溫度增加87.9%。由圖9可知冷卻周期射彈總量越多，槍管內(nèi)壁峰值溫度越高，而燒蝕量與冷卻周期射彈總量近似呈指數(shù)關(guān)系，隨著冷卻周期射彈總量的增加，每一發(fā)彈導(dǎo)致的燒蝕量大幅提升。減少冷卻周期射彈總量可以顯著降低身管燒蝕量，有效提高槍管使用壽命。

5.3 不同射擊模式

計(jì)算不同射擊模式下槍管溫度場(chǎng)，射擊模式分別為每射擊10發(fā)停頓2 s、每射擊25發(fā)停頓2 s、每射擊50發(fā)停頓2 s,其他參數(shù)參照基準(zhǔn)方案。計(jì)算結(jié)果如圖10、圖11所示。

圖10 不同射擊模式槍管外壁溫度隨時(shí)間變化曲線Fig.10 Changes of barrel outer wall temperature with time in different shooting modes

不同射擊模式下射彈組數(shù)越多，身管外壁溫度上升速度越慢。50連發(fā)射擊模式槍管內(nèi)壁最高溫度壁10連發(fā)槍管內(nèi)壁最高溫度增加2.9%，外壁最高溫度增加0.39%。可見射擊模式的改變盡管改變了槍管溫度積累過程，但對(duì)槍管外壁溫度隨時(shí)間變化的規(guī)律影響極小。由圖11可知射彈組數(shù)越少，槍管內(nèi)壁峰值溫度越高，身管燒蝕越嚴(yán)重。在總射彈量一定的情況下，增加射彈組數(shù)，以點(diǎn)射、短點(diǎn)射代替長點(diǎn)射可以減少對(duì)槍管的燒蝕作用，延長槍管使用壽命。

圖11 不同射擊模式槍管內(nèi)、外壁溫度峰值和燒蝕量直方圖Fig.11 Peak temperature and ablation of the inner and outer walls of the barrel in different shooting modes

5.4 不同射擊頻率

計(jì)算不同射擊頻率下身管溫度場(chǎng)，射擊頻率分別為600發(fā)/min、700發(fā)/min、800發(fā)/min、900發(fā)/min。其他射擊參數(shù)參照基準(zhǔn)射擊方案。計(jì)算結(jié)果如圖12、圖13所示。

圖12 不同射擊頻率下槍管外壁溫度隨時(shí)間變化曲線Fig.12 The temperature of the outer wall of the gun barrel varies with time under different shooting frequencies

圖13 不同射擊頻率下槍管內(nèi)壁外壁溫度峰值和燒蝕量直方圖Fig.13 Peak temperature and ablation amount of the inner and outer walls of the barrel under different firing frequencies

1 000發(fā)連射后，不同射擊頻率槍管內(nèi)壁、外壁溫度峰值相差極小，900發(fā)/min射擊頻率槍管內(nèi)壁最高溫度比600發(fā)/min射擊頻率槍管內(nèi)壁最高溫度增加3.6%，外壁最高溫度下降0.5%。相同射彈量下，射擊頻率的增加使得射擊相同數(shù)量子彈耗時(shí)更短，火藥爆炸產(chǎn)生的熱量在身管內(nèi)壁累計(jì)，身管熱量散失較少，內(nèi)壁溫度更高。由圖13可以看出射擊頻率越高，槍管內(nèi)壁峰值溫度越高，身管燒蝕量越大，身管的燒蝕磨損量隨射擊頻率變化近似呈線性關(guān)系。為提高武器使用壽命，可在武器設(shè)計(jì)要求范圍內(nèi)適當(dāng)降低射擊頻率。

5.5 不同鍍鉻層厚度

計(jì)算不同鍍鉻層厚度身管溫度場(chǎng)，鍍鉻層厚度分別為0 mm、0.05 mm、0.1 mm、0.15 mm、0.2 mm、0.25 mm,其他射擊參數(shù)參照基準(zhǔn)射擊方案。計(jì)算結(jié)果如圖14、圖15所示。

圖14 不同厚度鍍鉻層槍管外壁溫度隨時(shí)間變化曲線Fig.14 Changes in the temperature of the outer wall of the gun barrel with different thicknesses of chrome plating over time

圖15 不同厚度鉻層槍管內(nèi)壁外壁溫度峰值 和燒蝕量直方圖Fig.15 Peak temperature and ablation amount of inner and outer wall of gun barrel with different thicknesses of chromium layer

可以發(fā)現(xiàn)槍管有無鍍鉻層對(duì)身管溫度場(chǎng)影響極大，相同射彈量下無鍍鉻層的槍管外壁溫度明顯高于有鍍鉻層的槍管，這一趨勢(shì)隨著射彈量的增加愈發(fā)顯著，同時(shí)無鍍鉻層的槍管外壁溫度增長幅度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于有鍍層槍管，且鍍鉻層厚度越大，溫度上升速度越慢。隨著鍍鉻層厚度的增加，槍管內(nèi)壁最高溫度總體呈下降趨勢(shì)。鍍鉻層厚度0.25 mm槍管內(nèi)壁最高溫度比無鍍鉻層槍管內(nèi)壁最高溫度下降12.8%，外壁最高溫度下降23.4%。對(duì)比不同厚度鍍鉻層槍管燒蝕量可以發(fā)現(xiàn)鍍鉻層厚度越大，槍管內(nèi)壁峰值溫度越低，身管燒蝕量越小，因此對(duì)5.8 mm小口徑機(jī)槍，在設(shè)計(jì)條件和工藝允許范圍(對(duì)小口徑機(jī)槍一般為0.04～0.2 mm)，適當(dāng)增加鍍鉻層厚度可以減小燒蝕量，提高使用壽命。

5.6 不同工況的敏感性對(duì)比分析

速射武器射擊時(shí)溫度場(chǎng)受工況條件影響，射擊時(shí)不同工況身管溫度場(chǎng)也發(fā)生改變。影響因素分別取環(huán)境溫度、冷卻周期射彈量、射擊模式，探究身管燒蝕量對(duì)其敏感程度。環(huán)境溫度從223 K至323 K變化，冷卻周期射彈量取200發(fā)、400發(fā)、600發(fā)、800發(fā)、1 000發(fā)，射擊模式取點(diǎn)射長分別為10發(fā)、25發(fā)和50發(fā)。3種工況對(duì)燒蝕量的影響如圖16所示。

圖16 不同工況對(duì)燒蝕量的影響曲線Fig.16 Analysis of ablation amount under different working conditions

由圖16可知，當(dāng)工況條件發(fā)生變化時(shí)，身管燒蝕隨環(huán)境溫度變化趨勢(shì)最為明顯，冷卻射彈周期的變化的幅度要小于環(huán)境溫度，射擊模式的改變對(duì)燒蝕量變化影響最小。因此，環(huán)境溫度、射擊模式、冷卻周期射彈總量等3種工況因素中身管燒蝕對(duì)環(huán)境溫度更敏感，對(duì)身管使用壽命影響較大。

5.7 不同設(shè)計(jì)參數(shù)的敏感性對(duì)比分析

速射武器射擊時(shí)溫度場(chǎng)受多種工況條件因素影響，任一敏感設(shè)計(jì)參數(shù)值發(fā)生變化，身管溫度場(chǎng)也發(fā)生改變。敏感設(shè)計(jì)參數(shù)分別取鍍鉻層厚度和武器的射頻。鍍鉻層厚度的取值為0～0.25 mm，射頻的取值范圍為600～900發(fā)/min。射擊頻率與鍍鉻層厚度對(duì)燒蝕量的影響如圖17所示。

由圖17可知，鍍鉻層厚度變化、射擊頻率變化相同幅度時(shí)，射擊頻率變化引起的整體燒蝕量變化趨勢(shì)遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于鍍鉻層厚度，故2種設(shè)計(jì)參數(shù)中射擊頻率對(duì)身管壽命影響大于鍍鉻層厚度的影響。

圖17 不同設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)燒蝕量的影響曲線Fig.17 Variation of ablation amount with different design parameters

6 試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模型和計(jì)算結(jié)果的正確性，采用理論模型中的工況條件(環(huán)境溫度和射擊模式)進(jìn)行射擊試驗(yàn)。取試驗(yàn)1中連射槍管外表面溫度進(jìn)行測(cè)試，測(cè)試儀器為熱電偶傳感器。槍管外壁溫度測(cè)試時(shí)環(huán)境溫度293 K。表2為槍管軸向距槍管尾部特殊時(shí)刻溫度測(cè)試值。采用某型通用機(jī)槍在靶場(chǎng)中進(jìn)行身管壽命試驗(yàn)，環(huán)境溫度293 K，每個(gè)射彈冷卻周期空冷3 min后水冷至室溫，采用塞規(guī)測(cè)量身管燒蝕磨損情況。取坡膛的終點(diǎn)(見圖1)，即距槍管尾端面約為50 mm的節(jié)點(diǎn)23 161作為燒蝕量分析點(diǎn)。因?yàn)槠绿沤K點(diǎn)(膛線起始部位)的直徑較大，燒蝕后不容易被磨損掉。實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)反映了越接近坡膛終點(diǎn)，磨損量越大。在射擊了6 800發(fā)后，實(shí)測(cè)達(dá)到壽終時(shí),該位置的最大燒蝕磨損量約為0.04 mm。另外，坡膛位置彈丸剛開始加速，速度較小，可以只考慮溫度，速度因素可以忽略不計(jì)。

表2 槍管軸向距槍管尾部特殊時(shí)刻溫度測(cè)試值(K)Table 2 The temperature test value of the barrel axial distance from the barrel tail at a special moment (K)

試驗(yàn)1：采取長點(diǎn)射(連續(xù)射擊50發(fā))，冷卻周期射彈量1 000發(fā)，總射彈量2 000發(fā)，其他參數(shù)參照基準(zhǔn)射擊方案。

試驗(yàn)2：采取長點(diǎn)射(連續(xù)射擊25發(fā))，冷卻周期射彈量800發(fā)，總射彈量2 400發(fā)，其他參數(shù)參照基準(zhǔn)射擊方案。

試驗(yàn)3：同試驗(yàn)2。

試驗(yàn)4：采取短點(diǎn)射(連續(xù)射擊10發(fā))，冷卻周期射彈量600發(fā)，總射彈量2 400發(fā)，其他參數(shù)參照基準(zhǔn)射擊方案。

試驗(yàn)5：同試驗(yàn)4。

表3為槍管外壁溫度數(shù)值仿真結(jié)果誤差分析，對(duì)比可知仿真得到的槍管外表面溫度與試驗(yàn)測(cè)試得到溫度相差很小，相對(duì)誤差均小于10%，本文所建立的模型準(zhǔn)確可靠。通用機(jī)槍身管燒蝕壽命試驗(yàn)結(jié)果如表4所示。

表3 槍管外壁溫度試驗(yàn)與仿真結(jié)果Table 3 Comparison of test and simulation results

表4 通用機(jī)槍身管燒蝕壽命試驗(yàn)結(jié)果Table 4 Test results of ablation life of general machine gun barrels

由圖18(a)可知,試驗(yàn)3、試驗(yàn)4等2種工況仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果偏離度較高，這是由于身管燒蝕模型主要考慮了熱因素與化學(xué)因素的影響，對(duì)高速火藥氣流對(duì)身管內(nèi)壁的沖刷、彈丸與身管間的摩擦、擠壓等機(jī)械因素造成的材料磨損未加以考慮；同時(shí)身管燒蝕后內(nèi)徑尺寸通過塞規(guī)測(cè)量，精確度為0.01 mm，當(dāng)實(shí)際燒蝕量小于這個(gè)數(shù)值時(shí)，受測(cè)量工具影響，無法測(cè)得更為準(zhǔn)確的值，考慮到模型的不足、測(cè)量工具精確度的影響和測(cè)量誤差的存在，將工況條件相同的試驗(yàn)結(jié)果相加并取平均值，做進(jìn)一步分析。試驗(yàn)與仿真結(jié)果如表5所示。

圖18 燒蝕量曲線Fig.18 Comparison curve of ablation amount

表5 試驗(yàn)與仿真結(jié)果Table 5 Comparison between test and simulation

對(duì)比可知，身管燒蝕壽命試驗(yàn)與仿真的身管溫度和燒蝕量變化規(guī)律大致相同。身管單發(fā)平均燒蝕量隨冷卻周期射彈量的減少呈明顯的下降趨勢(shì)，冷卻周期射彈量從1 000發(fā)減少到800發(fā)，單發(fā)平均燒蝕量降低57.74%，而冷卻周期射彈量從800發(fā)減少到600發(fā)，單發(fā)平均燒蝕量降低8.5%，這是因?yàn)殡S著冷卻周期射彈量增大，槍管內(nèi)部熱量累積，燒蝕類型由緩慢燒蝕轉(zhuǎn)換為熱化學(xué)燒蝕，燒蝕速率顯著提高。

本文以某型通用機(jī)槍身管為對(duì)象，探究身管失效機(jī)理，得出熱、化學(xué)因素是影響身管壽命的主要因素，隨后建立身管溫度場(chǎng)分析模型和身管燒蝕理論模型，計(jì)算判斷身管失效的關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)溫度場(chǎng)和燒蝕量，基于計(jì)算結(jié)果,分析不同工況因素和設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)身管壽命的影響，最后通過不同射擊模式下身管耐久性試驗(yàn)，對(duì)比分析試驗(yàn)燒蝕量和計(jì)算燒蝕量，驗(yàn)證了仿真模型和身管燒蝕模型的正確性。