炮尾體熱力耦合分析

豆 征,李睿遠(yuǎn),郭競堯,李宗賢

(西北機(jī)電工程研究所,陜西 咸陽 712099)

炮尾體是轉(zhuǎn)管自動(dòng)機(jī)的重要組成部分,其作用是:身管安裝在炮尾體上,彈在炮尾體的膛孔內(nèi)閉鎖、擊發(fā).炮尾體不僅承受著射擊時(shí)的高溫高壓,還有閂體對(duì)炮尾體閉鎖齒的巨大拉力.炮尾體的徑向形變影響射擊精度、密集度,軸向形變影響閉鎖開閂等,膛孔的形變對(duì)身管連接剛度產(chǎn)生影響;另外,炮尾體受到熱脈沖會(huì)產(chǎn)生疲勞裂紋,降低疲勞壽命.

關(guān)于熱力耦合,文獻(xiàn)[1] 分析了20發(fā)連射時(shí)炮管的熱力耦合場;文獻(xiàn)[2] 考慮殼體與空氣自然對(duì)流換熱的影響,對(duì)固體發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了熱力耦合有限元分析;關(guān)于附著層強(qiáng)度問題,文獻(xiàn)[3] 對(duì)球形容器覆層材料在熱力耦合作用下的強(qiáng)度問題進(jìn)行了研究;關(guān)于徑向傳熱問題,文獻(xiàn)[4] 對(duì)速射武器炮管一維徑向傳熱進(jìn)行了數(shù)值分析;文獻(xiàn)[5]對(duì)溫度對(duì)身管的作用過程進(jìn)行了研究;文獻(xiàn)[6]采用非線性有限元法和熱力耦合對(duì)彈殼彈膛系統(tǒng)熱應(yīng)力特性進(jìn)行了研究;文獻(xiàn)[7]利用現(xiàn)有的疲勞研究成果,將可靠性理論與疲勞累積損傷相結(jié)合,對(duì)炮尾的疲勞累積損傷的可靠性進(jìn)行了分析和計(jì)算.

轉(zhuǎn)管自動(dòng)機(jī)連發(fā)過程中,由于熱量無法及時(shí)消散,會(huì)引起炮尾體溫度升高.為研究溫度對(duì)炮尾體的影響,本文對(duì)炮尾體進(jìn)行靜力分析和熱力耦合分析,對(duì)有限元分析結(jié)果規(guī)劃軸向4條路徑,周向3條路徑,再把應(yīng)力數(shù)據(jù)映射到這些路徑上,通過靜力分析和熱力耦合分析結(jié)果的對(duì)比,探討溫度對(duì)炮尾體形變及應(yīng)力狀態(tài)的影響,以及這種影響對(duì)射擊精度及疲勞壽命的負(fù)面作用,提出減小熱應(yīng)力的途徑以及炮尾體結(jié)構(gòu)優(yōu)化方向,為炮尾體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及自動(dòng)機(jī)整體設(shè)計(jì)提供參考,最終提高射擊精度.

1 熱力耦合有限元方程[8-9]

基于能量守恒定律和傅里葉定律建立的無內(nèi)熱源瞬態(tài)導(dǎo)熱微分方程為

(1)

式中：T為節(jié)點(diǎn)溫度向量;λ為導(dǎo)熱系數(shù);ρ為材料密度;c為比熱容.為獲得熱平衡方程的解,需定義邊界條件和初始條件,且要同時(shí)求解.熱問題的基本有限元方程可由熱平衡方程推導(dǎo)求得

(2)

熱力耦合計(jì)算的基本方程為

(3)

2 有限元模型及分析方法

炮尾體如圖1,在不影響主要運(yùn)算結(jié)果的前提下,為提高運(yùn)算效率,對(duì)結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)進(jìn)行了簡化,如倒角、圓角、螺紋等特征.有限元模型如圖2所示,大圓端面施加軸向約束,環(huán)形槽施加徑向約束,閉鎖端面進(jìn)行軸向節(jié)點(diǎn)自由度耦合.由于直接法熱力耦合一般用于大形變非線性分析,本例不涉及大形變問題,所以用間接法進(jìn)行熱力耦合分析.間接法分析流程如圖3所示.炮尾體參數(shù)如表1,2所示.坐標(biāo)原點(diǎn)在左端面中心位置,軸向?yàn)閆軸方向.為提取數(shù)據(jù)進(jìn)行分析,設(shè)計(jì)了4條軸向路徑,3條周向路徑.把有限元分析結(jié)果數(shù)據(jù)映射到路徑上,對(duì)路徑上的數(shù)據(jù)進(jìn)行處理分析.軸向路徑與周向路徑的坐標(biāo)如表3所示.在自動(dòng)機(jī)射擊一定發(fā)數(shù)后,在某一時(shí)刻可將5個(gè)膛孔溫度視為同溫,而膛孔在某一時(shí)刻只有一個(gè)受到火藥氣體壓力.

圖1 炮尾體Fig.1 Gun breech

圖2 炮尾體有限元模型Fig.2 Gun breech finite element model

圖3 分析流程Fig.3 Analysis process

表1 炮尾體結(jié)構(gòu)參數(shù)及載荷參數(shù)Table 1 Gun breech structural parameters and load parameters

表2 材料參數(shù)Table 2 Material parameters

表3 路徑坐標(biāo)Table 3 Path coordinates mm

3 計(jì)算結(jié)果分析

圖4為溫度梯度分布.從圖中可看出,膛的溫度具有明顯的薄層分布效應(yīng),沿徑向產(chǎn)生很高的溫度梯度,這種梯度形成很強(qiáng)的脈沖熱應(yīng)力,對(duì)內(nèi)壁的附著層產(chǎn)生剝離和撕裂傾向.對(duì)內(nèi)壁材料的反復(fù)熱沖擊結(jié)合火藥氣體壓力形成的交變應(yīng)力也會(huì)加劇材料的疲勞損傷.溫度的變化會(huì)造成炮尾體剛度的變化,這種變化會(huì)給身管連接剛度造成不利影響,降低射擊精度和密集度.解決辦法之一是提高膛孔內(nèi)壁附著層的絕熱能力,使熱量盡量少的在徑向傳遞,同時(shí)提高炮尾體材料的導(dǎo)熱能力,使熱量盡快傳導(dǎo)出去,減少身管連接處的剛度減損量.

圖4 溫度梯度分布Fig.4 Temperature gradient

圖5為未施加熱載荷時(shí)的形變云圖.從圖中可看出炮尾體形變最大的位置在閉鎖齒,綜合最大形變量為0.2 mm,徑向最大形變量為0.13 mm,軸向最大形變量為0.2 mm.圖6為熱力耦合等效應(yīng)力云圖,熱力耦合的情況下,炮尾體最大形變量1.45 mm,徑向最大形變量0.75 mm,軸向最大形變量1.41 mm.經(jīng)計(jì)算,徑向形變量對(duì)身管指向精度的影響是6′26″,5 km距離處射擊偏差是8.7 m.軸向形變量的影響是閉鎖不到位,開閂困難等;閉鎖不到位會(huì)造成無法擊發(fā)或擊發(fā)后發(fā)生意外爆炸,開閂困難會(huì)造成電機(jī)燒壞(外能源驅(qū)動(dòng)方式)或拉斷閉鎖齒、藥筒(內(nèi)能源驅(qū)動(dòng)方式).最大形變位置在點(diǎn)(Z=200 mm,R=260 mm)附近.5個(gè)閉鎖齒的應(yīng)力分布模式基本類似.環(huán)形槽與彈膛孔交界區(qū)域應(yīng)力較為集中.所以,應(yīng)控制環(huán)形槽的深度,優(yōu)化軸承載荷模式(滾珠在環(huán)形槽內(nèi)運(yùn)動(dòng)),比如,以線接觸代替點(diǎn)接觸,盡量提高環(huán)形槽與滾珠接觸面的硬度,同時(shí)降低基體材料的硬度,以減少應(yīng)力集中;擴(kuò)大兩排環(huán)形槽的間距等.未施加初始力的4個(gè)彈膛孔應(yīng)力分布近似.

圖7為耦合前后軸向路徑等效應(yīng)力σ對(duì)比圖.耦合前炮尾體只受力載荷作用.在熱力耦合后,炮尾體等效應(yīng)力大幅躍升,尤其在環(huán)形槽區(qū)域,應(yīng)力高度集中.路徑1、路徑4靠近受力膛孔,其應(yīng)力水平高于其余路徑(環(huán)形槽區(qū)域除外),路經(jīng)1比路經(jīng)4更靠近受力膛孔,所以其應(yīng)力水平高于路徑4,但在環(huán)形槽區(qū)域,由于閉鎖齒所受拉力的影響,路徑1應(yīng)力水平反而低于路徑4.環(huán)形槽區(qū)域是熱力耦合情況下應(yīng)力最為集中的區(qū)域,所以在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中既要考慮力載荷的均衡化,又要避免熱量富集.

圖5 未施加熱載荷時(shí)的形變云圖Fig.5 Deformation contours without thermal load

圖6 熱力耦合等效應(yīng)力云圖Fig.6 Thermal-static coupling von stress contours

圖8為耦合前后周向路徑等效應(yīng)力σ對(duì)比圖.由于熱應(yīng)力的影響,炮尾體應(yīng)力水平明顯高于只受力載荷的應(yīng)力水平.而且,溫度的影響加劇了應(yīng)力曲線的交變傾向,使炮尾體更容易疲勞損傷.對(duì)于周向路徑1,2,3,耦合后比耦合前的應(yīng)力水平提高,這是由于溫度梯度的存在,使材料呈現(xiàn)逐層外擴(kuò)傾向所致.在徑向坐標(biāo)160～270 mm之間,應(yīng)力水平的大幅躍升是由于受力膛孔的高應(yīng)力所致.可以看出,熱力耦合引起的應(yīng)力大大高于只受力載荷的應(yīng)力水平.熱應(yīng)力會(huì)引起材料的疲勞損傷,這和熱導(dǎo)率、傳熱途徑、表面散熱速率有關(guān).由于基體相變和鍍層與基體之間熱脹系數(shù)的差異,火炮發(fā)射過程中炮尾體膛孔表面在熱應(yīng)力、組織應(yīng)力的作用下裂紋開始萌生、擴(kuò)展,加上鍍層固有的裂紋,在機(jī)械摩擦作用下膛孔表面出現(xiàn)鍍層剝落.鍍層剝落會(huì)降低膛孔的閉氣效果,疲勞裂紋嚴(yán)重時(shí)會(huì)造成意外事故.

a) 軸向路徑1

b) 軸向路徑2

c) 軸向路徑3

d) 軸向路徑4

a) 耦合前周向路徑1

b) 耦合后周向路徑1

c) 耦合前周向路徑2

d) 耦合后周向路徑2

e) 耦合前周向路徑3

f) 耦合后周向路徑3

由于溫度對(duì)炮尾體的應(yīng)力水平影響巨大,而炮尾體的徑向形變使其繞約束中心點(diǎn)發(fā)生小角度轉(zhuǎn)動(dòng),帶動(dòng)身管轉(zhuǎn)動(dòng),從而影響射擊精度;炮尾體膛孔的形變則影響身管連接剛度,身管連接剛度降低不僅影響射擊精度,還會(huì)加劇自動(dòng)機(jī)的振動(dòng)沖擊,降低自動(dòng)機(jī)可靠性和壽命.所以提高炮尾體的抗熱沖擊能力具有重要意義.提高炮尾體抗熱沖擊的措施有:提高材料強(qiáng)度,減小彈性模量,這意味著提高材料的柔韌性以吸收較多的彈性應(yīng)變能而不致開裂,因而提高了熱穩(wěn)定性[10-12];提高材料的熱導(dǎo)率,使材料溫差得以較快地緩解、平衡,降低了短時(shí)期內(nèi)的熱應(yīng)力集中[13-15];減小材料的熱膨脹系數(shù),在同樣的溫差下,熱應(yīng)力較小;減小有效厚度;晶粒間相互收縮引起的微裂紋對(duì)抵抗宏觀熱裂紋具有重要作用,可以審慎地引入晶粒間微裂紋阻止宏觀熱裂紋的擴(kuò)展[16-17].材料中通常都存在一定大小、數(shù)量的微裂紋,這些裂紋的擴(kuò)展與積存的應(yīng)變能有關(guān),應(yīng)變能小,裂紋擴(kuò)展的可能性就小;裂紋蔓延時(shí),斷裂表面能需要大,裂紋蔓延程度小[18-20].除了材料方面的改善,結(jié)構(gòu)上要減少尖角,提高表面光潔度(目的是提高疲勞壽命),減少異常受力工況,閂體與炮尾體閉鎖齒的接觸面要均衡受力等.

4 結(jié)論

1)熱力耦合后炮尾體徑向最大形變量0.75 mm,發(fā)生在閉鎖端膛孔外側(cè),軸向最大形變量1.41 mm,分別是耦合前的5.8倍和7倍.經(jīng)計(jì)算,徑向形變量對(duì)身管指向精度的影響是6′26″,5 km距離處射擊偏差是8.7 m.軸向形變量的影響是閉鎖不到位,開閂困難等;閉鎖不到位會(huì)造成無法擊發(fā)或擊發(fā)后發(fā)生意外爆炸,開閂困難會(huì)造成電機(jī)燒壞(外能源驅(qū)動(dòng)方式)或拉斷閉鎖齒、藥筒(內(nèi)能源驅(qū)動(dòng)方式).解決方案是提高膛孔內(nèi)壁附著層的絕熱能力,同時(shí)提高炮尾體基體材料的導(dǎo)熱能力;盡量擴(kuò)大兩排環(huán)形槽的間距.

2)熱力耦合后環(huán)形槽區(qū)域應(yīng)力較為集中,最高應(yīng)力是耦合前的90倍.減少應(yīng)力集中的措施有:軸承滾珠改為滾柱;提高環(huán)形槽與滾珠接觸面的硬度,同時(shí)降低基體材料的硬度;減小環(huán)形槽深度.

3)膛的溫度分布具有明顯的薄層分布效應(yīng),沿徑向產(chǎn)生很高的溫度梯度,這種梯度形成很強(qiáng)的脈沖熱應(yīng)力,對(duì)內(nèi)壁的附著層產(chǎn)生剝離和撕裂傾向.對(duì)內(nèi)壁材料的反復(fù)熱沖擊結(jié)合火藥氣體壓力形成的交變應(yīng)力也會(huì)加劇材料的疲勞損傷.

[1] 武鋒,鄭祖華,吳圣川,等.大口徑火炮多發(fā)連射炮管熱力耦合分析[J].中國機(jī)械工程,2012(9):1056-1059.

Wu feng,Zheng Zuhua,Wu Shengchuan,et al.Large-caliber artillery barrel thermal coupling analysis of multiple bursts[J].ChineseMechanicalEngineering,2012(9):1056-1059.(in Chinese)

[2] 鄧斌,申志彬,段靜波,等. 考慮對(duì)流換熱影響的固體發(fā)動(dòng)機(jī)熱力耦合分析[J]. 固體火箭技術(shù),2012(1):42-46.

Deng Bin,Shen Zhibin,Duan Jingbo,et al.Analysis of convective heat transfer in the solid engine coupled thermo[J].SolidRocketTechnology,2012(1):42-46.(in Chinese)

[3] 張騫,王澤武,胡大鵬,等.多組分材料球形容器熱力耦合應(yīng)力分析與組分設(shè)計(jì)[J].壓力容器,2012(3):1-6.

Zhang Qian,Wang Zewu,Hu Dapeng,et al. Multi-component material spherical container thermal coupling stress analysis and component design[J].PressureVessel,2012(3):1-6.(in Chinese)

[4] 周克棟,陸家鵬.速射武器炮管一維徑向傳熱的數(shù)值分析[J].彈道學(xué)報(bào),1993(1):27-31.

Zhou Kedong,Lu Jiapeng. Rapid-fire weapon barrel one-dimensional numerical analysis of the radial heat[J].Ballistics,1993(1):27-31.(in Chinese)

[5] Lawton B. Thermo-chenical erosion in gun bar-rels[J].Wear,2001,250/251(2):827.

[6] 王永娟,趙軍,唐竹秀. 壓力載荷與溫度場作用下彈殼彈膛系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)[J].兵工學(xué)報(bào),2010(6):669-672.

Wang Yongjian,Zhao Jun,Tang Zhuxiu. The dynamic response of the pressure load and temperature field under shells firing chamber system[J].OrdnanceJournal,2010(6):669-672.(in Chinese)

[7] 陳常順,侯寶林.炮尾的疲勞累積損傷可靠性分析[J]. 火炮發(fā)射與控制學(xué)報(bào),1998(03):57-59.

Chen Changshun,Hou Baolin.Breech fatigue cumulative damage reliability analysis[J].GunLaunch&Control,1998(03):57-59.(in Chinese)

[8] 王洪綱.熱彈性力學(xué)概論[M].北京:清華大學(xué)出版社,1989.

[9] 張洪海,趙清海.ANSYS有限元分析手冊[M]. 北京:機(jī)械工業(yè)出版社,2008.

[10] 邱成軍,王元化,王義杰.材料物理性能[M].哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué)出版社,2003.

[11] Martinez O A,Sharma A,Sankar B V,et al. Thermal force and moment determination of an integrated thermal protection system[J].AIAAJournal,2010,48(1):119-128.

[12] Borrelli R,Riccio A,Tescione D,et al. Thermo-structural behavior of an UHTC made nose cap of a reentry vehicle[J].ActaAstronautica,2009,65: 442-456.

[13] Wang J H,Xu H Z,Du Z N,et al. A numerical investigation on fluid-thermal-structure coupling characteristics of laminated film cooling configuration[J].ASMETurboExpoGT,2009:59604.

[14] 劉強(qiáng),黃新友.材料物理性能[M]. 北京:化學(xué)工業(yè)出版社,2009.

[15] El-Naggar A M,Alla A.The propagation of thermal stresses in an infinite elastic slab[J].AppliedMathematicsandComputation,2004,157: 307-312.

[16] Hattel J P,Anderson S,Henson P.Modeling of thermal in-duced stresses in die casting dies[C]∥Transactionof17thInternationalDieCastingCongressandExposition.USA:North American Die Casting Association,1993.

[17] Johnson G R,Cook W H.A constitutive model and data for metals subjected to large strains,high strain rates and high temperatures[C]∥Proc7thIntSymponBallistics.Hague,Netherlands:[s.n.],1983:541-547.

[18]ChoSS,KomvopoulosK.Thermoelasticfiniteelementanalysisofsubsurfacecrackingduetoslidingsurfacetraction[J].J Eng Mater Tech,1997,119:71-78.

[19]UrbnskiS,KazaneckiJ.Assessmentofthestraindistri-butionintherotarypiercingprocessbythefiniteelementmethod[J].Journal of Materials Processing Technology,1994,45:335-340.

[20]PaterZ,KazaneckiJ,BartnickiJ.Threedimensionalthermo-mechanicalsimulationofthetubeformingprocessinDie-scher′smill[J].Journal of Materials Processing Technology,2006,177:167-170.