吳 斌，劉幫俊，鄭 靖，陳曉磊，鄒志強，張開閂

(陸軍軍官學院，合肥 230031)

槍炮身管疲勞和磨損及其健康監(jiān)測研究

吳 斌，劉幫俊，鄭 靖，陳曉磊，鄒志強，張開閂

(陸軍軍官學院，合肥 230031)

疲勞和磨損是影響槍炮身管壽命的兩個重要因素。本研究簡述了槍炮身管抗疲勞和磨損技術研究進展，并對身管燒蝕磨損壽命和疲勞壽命評估現狀進行評述，指出以藥室增長量或膛線起始部位，徑向磨損量預測身管剩余壽命科學依據不足，且未考慮疲勞和磨損的耦合作用促使裂紋萌生和擴展速率加速的現象。鑒于傳統(tǒng)的壽命預測技術不能準確預測身管失效時間，身管健康監(jiān)測已成為確保槍炮安全服役的重要手段。任一發(fā)彈射擊時身管外表面產生的應變包含了彈、炮、藥三者的綜合信息，文中提出以應變增量為身管損傷狀態(tài)特征值，基于實測身管外壁面應變和局部應變法，建立身管健康狀態(tài)、外壁面應變和壽命(射彈數)三者之間的內在聯(lián)系，對槍炮設計、試驗、使用和維護具有重要的理論意義和應用價值。

身管；疲勞；磨損；健康監(jiān)測；應變

0 引言

身管武器，簡稱槍炮，是以火藥(也稱發(fā)射藥)為能源，用身管發(fā)射彈丸等戰(zhàn)斗部的武器，廣泛裝備于陸、海、空各軍兵種。疲勞和磨損是影響槍炮身管壽命的兩個決定性要素。身管壽命是在彈道性能降低到戰(zhàn)術技術指標規(guī)定的允許值以下或發(fā)生疲勞破壞前身管所能發(fā)射的當量全裝藥的射彈數目，前者稱為身管燒蝕磨損壽命，后者稱為身管疲勞壽命。身管壽命受制于這兩種壽命，由之確定的壽命發(fā)數較少者就是身管的壽命。彈丸發(fā)射時，在高溫高壓高速火藥燃氣和彈丸作用下，身管內膛燒蝕磨損導致各軸向位置受到破壞，內膛直徑均有不同程度地增大，致使彈道性能逐漸下降，當不能有效完成戰(zhàn)斗任務時，則判定身管使用壽命終止。

每發(fā)射1發(fā)彈丸，身管內膛就承受一次熱冷循環(huán)和應力循環(huán)作用。在射擊幾十發(fā)甚至幾發(fā)彈以后，身管內膛表面就會產生大量的網狀裂紋(龜裂紋)，隨著射彈發(fā)數的增加，裂紋沿身管壁不斷生長、擴展，當超過一定的循環(huán)次數，身管往往會在無先兆的情況下突然發(fā)生疲勞斷裂，從而造成嚴重事故，如膛炸。它是武器使用中的一種高危事件，不僅毀壞武器，而且還會傷及武器的使用者[1]。20世紀50年代以來，美軍76 mm坦克炮和175 mm加農炮在朝鮮戰(zhàn)場、越南戰(zhàn)場相繼發(fā)生膛炸事故。近年來，隨著以高膛壓、高初速、高射速為特征的高性能身管武器技術的發(fā)展，膛炸概率明顯增加，包括我國在內的世界各國在武器的研制和使用中，都相繼發(fā)生過膛炸等影響武器發(fā)射安全的災難性事故[2]。

身管是槍炮的關鍵零件，其在復雜載荷工況和使用環(huán)境下的安全性評估是亟待解決的問題。疲勞和磨損是身管武器發(fā)射過程中誕生的“孿生兄弟”，兩者的耦合作用最終導致身管失效、壽命終止。槍炮設計和使用者已經認識到，為了評定身管使用安全狀態(tài)以延長其壽命，就必須對它進行不斷地健康安全監(jiān)測，及時發(fā)現其損傷的部位及損傷程度，以便在適當使用階段采取有效的措施予以控制。

1 身管疲勞和磨損

1.1 疲勞和磨損

疲勞和磨損是槍炮身管失效的2個主要原因。磨損通常導致身管內膛直徑擴大，可以目視發(fā)現或借助于儀器進行觀察和測量，故人們很早就注意到燒蝕磨損現象，并在燒蝕磨損機理探究的基礎上發(fā)展了一系列抗蝕耐磨技術，有效地延長了身管使用壽命。減緩身管燒蝕磨損的2個有效途徑是：在發(fā)射藥中加入緩蝕劑和在身管的內膛鍍鉻[3-4]。采用激光界面強化，即在電鍍鉻前先對基體進行激光離散熱處理，可避免鍍層從鋼基體過早脫落[5]。鑒于電鍍鉻仍不能滿足高能發(fā)射藥使用要求和電鍍的環(huán)境影響，替代鉻和電鍍工藝的新型抗蝕耐磨材料及其制備工藝仍在不斷發(fā)展中[6]。

相對而言，若無復雜的檢測儀器，疲勞裂紋在正常情況下難以察覺和測量，因此人們對身管疲勞的認識相對滯后。身管強度設計長期沿用傳統(tǒng)的材料力學方法進行靜強度設計，1966年美軍175 mm加農炮身管膛炸，才引起了火炮設計與使用者的注意[7]。運用當時新生的斷裂力學理論對身管失效的分析導致了身管設計方法的根本改變，并正式列入美國軍用標準MIL-S-46119A[8]。在采用高強韌炮鋼制造身管技術以及筒緊、自緊技術后，身管疲勞壽命得到了大幅提升[9]。

因此，從某種意義上說，身管武器的發(fā)展反映了槍炮設計者和使用者采取各種技術手段“診治”疲勞和磨損這“2個頑癥”的過程。

1.2 身管剩余壽命評估

身管剩余壽命評估是槍炮工程實踐中經常遇到的事項，不僅為槍炮保持良好的技術狀態(tài)、完成訓練和作戰(zhàn)任務提供可靠保障，也可避免不必要的資源浪費，節(jié)約大量軍費開支。

1)磨損壽命評估。

身管能否繼續(xù)使用主要以能否完成戰(zhàn)斗任務為標準。影響身管壽命的因素很多，也很復雜。期望建立身管壽命與某可測彈道參數的內在聯(lián)系從而預測身管剩余壽命，一直是內彈道學領域的研究熱點和難點。國內外槍炮設計和使用者對此開展了大量的研究，可歸納為如下3個方面：一是按實測初速計算初速下降率，以其作為評定身管壽命狀況的標準(簡稱Δv0法)[10]；二是測量藥室增長量(簡稱Δl法)或膛內定點(膛線起始部向前25.4 mm)徑向磨損量(簡稱Δd法)，并建立其與初速減退量之間的函數關系，進而預測身管的剩余壽命[11]；三是建立膛壁溫度、熱輸入與內膛磨損量的關系以預測身管壽命[12]。

2)疲勞壽命評估。

身管疲勞破壞程度直接影響槍炮發(fā)射安全性。身管疲勞斷裂的災難性事故迫使人們在槍炮設計時，必須確保疲勞壽命大于磨損壽命，這對于保證身管在使用壽命期內發(fā)射的安全性至關重要[13]。身管疲勞在以往的研究中通常歸于低周疲勞。身管疲勞破壞過程包括裂紋形成、裂紋穩(wěn)定擴展和最終失穩(wěn)瞬間斷裂3個階段，裂紋形成壽命很短，一般將其忽略，認為身管的疲勞壽命主要取決于裂紋的穩(wěn)定擴展壽命。然而研究表明，內膛初始裂紋數目和尺寸對身管疲勞壽命有顯著影響[14]。身管疲勞本質上應屬于熱機械疲勞。發(fā)射時，身管在同時受到溫度和機械負荷的條件下工作，熱積累效應對熱應力影響顯著[15]。在機械和熱載荷的共同作用下，采用兩層筒緊再自緊的復合身管，與單筒身管相比，其疲勞壽命可提高29.4%[16]。由于受到檢測儀器和技術水平的限制，目前尚無法對現役身管的疲勞壽命進行檢測和判別。

1.3 身管健康監(jiān)測

美軍已在坦克裝甲車輛[17]、飛機[18]、艦船[19]等方面廣泛采用了結構健康監(jiān)測(Structural Health Monitoring, SHM)技術。此外，英、德、法、俄、加拿大、澳大利亞、日本等世界主要軍事強國也都已將結構健康監(jiān)測列為武器裝備發(fā)展的關鍵支撐技術。國內眾多學者在航空工程、土木工程(橋梁結構)、建筑工程等不同領域對結構健康監(jiān)測的諸多研究方向進行了深入系統(tǒng)的探索，取得了豐碩的研究成果[20-24]。結構健康監(jiān)測技術在我軍部分新型武器裝備上已得到應用，但整體上看，與世界先進水平相比尚有不少差距。

結構健康監(jiān)測技術在武器裝備上的應用催生了身管健康監(jiān)測這一新的領域。身管狀態(tài)實時監(jiān)測(Real-Time Gun Barrel Condition Monitoring)是美國陸軍武器研究、發(fā)展和工程中心(ARDEC)為美軍未來戰(zhàn)斗系統(tǒng)(Future Combat System，FCS)研發(fā)的一項關鍵技術，在對該技術內涵的描述中首次提出了身管健康監(jiān)測概念[25]，其目的是確認和量化疲勞裂紋、內膛燒蝕磨損以及其他與身管壽命相關的狀態(tài)參數等的演化歷程。對身管健康的直接監(jiān)測至少有兩大好處：首先是在身管設計時，不必再按假設的最惡劣工況來處理，因此，設計時更注重武器性能的最優(yōu)化而不是原有的壽命最大化；其次是基于等效全裝藥射彈數預估剩余壽命。C. Lavigna等[26]研制了一個基于光纖Bragg光柵(Fiber Bragg Grating，FBG)實時測量彈丸出口初速的系統(tǒng)，并以初速變化間接指示身管健康狀況。

綜上所述，疲勞和磨損伴隨槍炮身管“從搖籃到墳墓”的全壽命過程。身管在射擊時因疲勞和磨損而受損傷且不可逆轉，隨著射彈發(fā)數的增加損傷不斷積累，使身管狀態(tài)由“健康”到“亞健康”直至“壽終”。如同最好的“治病”方法是加強預防和早期診斷以“防患于未然”一樣，對于槍炮而言，身管健康監(jiān)測是未來有效提高裝備可靠性和延長其使用壽命的最佳途徑。

2 身管壽命評估的若干問題

2.1 Δl法和Δd法

藥室增長量法(Δl法)和內膛定點徑向磨損量法(Δd法)在原理上都欠缺科學性。前者的缺陷在文獻[27]中有詳細闡述，目前部隊已不再應用；后者則僅考慮宏觀尺寸變化，未考慮身管的使用歷史，即已發(fā)射彈藥對內膛造成的累積損傷。采用藥室增長量和定點徑向磨損量預測初速，必然帶來大的初速預測誤差，利用帶有較大誤差的初速預測值再來預測身管剩余壽命，應會失去實用性和準確性。

圖1所示為非鍍鉻身管(圖1a)和鍍鉻身管(圖1b)發(fā)射后的內膛截面組織形貌，由圖可知，經過一定發(fā)數射彈后，身管鋼和鍍層組織均發(fā)生了明顯變化。如圖1a所示，存在化學影響區(qū)(A區(qū))、熱影響區(qū)(B區(qū))和鋼基體(C區(qū))。內膛表層組織結構的變化，導致其物理、力學性能(如彈性模量、硬度等)的改變。對鍍鉻身管而言，其內膛破壞形式表現為局部區(qū)域主裂紋的擴展以及鍍層的脫落，這種破壞特征通常很難用尺寸的變化來表征。

圖1 身管內膛截面組織形貌Fig.1 Cross-sectional microstructure of gun bore

2.2 疲勞和磨損耦合

燒蝕磨損促進了疲勞初始裂紋萌生及擴展。圖2所示為已射擊較少發(fā)數的122 mm火炮非鍍鉻身管，觀察到內膛燒蝕磨損程度較輕(圖2a)，但在局部區(qū)域，初始裂紋已經形成并開始沿徑向擴展(圖2a中紅色標記處，圖2b為局部放大)。

圖2 疲勞初始裂紋的形成及其擴展Fig.2 Formation and growth of initial fatigue crack

熱機械疲勞加劇了內膛局部燒蝕磨損進程。疲勞初始裂紋形成后即開始沿徑向擴展(圖3a)。在已擴展的裂紋兩側仍觀察到化學影響區(qū)和熱影響區(qū)。在裂紋的起始擴展表面發(fā)現了局部剝落疲勞坑(圖3b)，它可能是裂紋周圍應力場的變化引起的微觀疲勞現象，在高速彈丸的摩擦力作用下，使最大剪應力位置趨于表面。此外，摩擦力所引起的拉應力促進了裂紋擴展。

圖3 身管內膛表面局部熱疲勞磨損Fig.3 Local thermal fatigue wear of gun bore surface

燒蝕磨損加速了自緊身管殘余應力的釋放。自緊身管設計中假定殘余應力是不隨射擊過程而改變的一個常量。然而在自緊火炮的實際使用中人們發(fā)現，它隨射彈發(fā)數基本呈指數規(guī)律而衰減。燒蝕磨損導致內表層金屬逐漸剝落，使殘余應力由內向外依次釋放，其帶來的不利影響是實際身管疲勞壽命比理論設計值要低，疲勞安全程度有降低的趨勢。

綜上所述，疲勞和燒蝕磨損的耦合作用在發(fā)射過程中始終都存在，但在初始裂紋的形成、疲勞裂紋的擴展直至斷裂過程的不同階段，疲勞和燒蝕磨損扮演不同的角色。因此需要發(fā)展考慮兩者耦合作用的身管剩余壽命模型。

3 基于局部應變的身管壽命評估

3.1 局部應變增量法(Δε法)

槍炮發(fā)射涉及彈、炮、藥三者組成的系統(tǒng)如圖4所示。彈丸在火藥燃氣作用下自啟動開始直至出膛口的全過程中，當彈丸經過某一位置時，相應的身管內膛局部區(qū)域承受膛壓和彈帶的作用力，在二者的共同作用下，對應的身管外表面產生應變ε。即

(1)

式中：XP為與彈丸有關的因素；YB為與身管有關的因素；ZP為與發(fā)射藥有關的因素?？傊?，任一發(fā)彈射擊時在身管外表面產生的應變包含了彈、炮、藥三者的綜合信息，而身管的疲勞和磨損也正是彈、炮、藥三者構成的系統(tǒng)決定的。

圖4 身管-彈丸-發(fā)射藥系統(tǒng)Fig.4 Gun barrel-projectile-propellant system

自新炮啟用開始，每一發(fā)彈射擊時，身管任一截面的外表面均會產生唯一的應變ε。令某身管壽命為N發(fā)，測量第i發(fā)彈的εi并建立其與射彈發(fā)數Ri的函數關系模型，即

(2)

前后相鄰的任意兩發(fā)同種彈的應變增量為：

(3)

εi反映了第i+1發(fā)彈射擊前的身管初始健康狀況，Δεi表征射擊第i+1發(fā)彈給身管造成的新?lián)p傷。隨著射彈數的增加，身管損傷逐漸累積，第1發(fā)彈和壽命終止時第N發(fā)彈之間的應變增量總和為：

(4)

根據以上分析，以內彈道過程中身管外壁面應變ε(或應變增量Δε)作為身管健康狀態(tài)損傷特征參數在理論上是可行的，且便于測量及進行后續(xù)分析。以應變ε為身管損傷狀態(tài)特征值，給基于結構健康狀態(tài)監(jiān)測的單炮壽命管理提供了科學依據，具有適應性和可操作性。利用該法(簡記為Δε法)監(jiān)測身管健康并預測身管壽命的理論和技術基礎是應變監(jiān)測(Strain Monitoring)和局部應變法(Local Strain Approach)。基于應變的健康監(jiān)測(Strain-based Health Monitoring)是根據監(jiān)測系統(tǒng)實時在線測量的應變歷史數據，對結構進行疲勞損傷分析和壽命預測，已在飛機、橋梁、建筑、管道、能源等領域獲得了廣泛的應用[28-30]。

T. D. Andrews[31]測量了155 mm火炮射擊400發(fā)彈的身管外表面應變，發(fā)現自新炮開始，隨射彈發(fā)數的增加，測量的身管外表面峰值應變由3 mε逐漸下降到2 mε。Juha Toivola等[32]在JBMoU型155 mm火炮射擊過程中也觀察到類似的現象。根據實測的身管外表面軸向應變和周向應變計算得到的比較壓力，在射擊不到600發(fā)彈后，已下降到最初的1/3左右。此現象直觀表明，身管外表面應變隨射彈發(fā)數的增加而呈下降趨勢，其反映的實質則是身管的健康狀態(tài)(由已射彈引起的身管疲勞和磨損狀況決定)、外壁面應變和壽命(射彈數)三者之間存在必然的聯(lián)系，揭示其內在規(guī)律有助于實現身管健康監(jiān)測及更準確地預測剩余壽命。

3.2 身管壽命評估模擬試驗

在式(1)中：XP方面主要有彈帶直徑db、彈帶長度lb、彈帶結構sb、彈帶材料mb等；YB方面主要有膛線結構sr、膛線類型kr、坡膛結構sc以及身管內膛表面狀態(tài)sB等；ZP方面主要有發(fā)射藥種類、裝藥量等。需說明的是，不同種類、裝藥量的火藥燃燒做功，若不考慮熱效應，其本質在于對彈丸的加載速率rL不同。通過以上試驗，獲得各因素對ε的作用規(guī)律，即

(5)

圖5所示為在實驗室搭建的基于氣炮(Gas gun)加載的彈丸動態(tài)發(fā)射系統(tǒng)。試驗時，向氣炮的氣室內充入高壓氮氣(也可充入氦氣或壓縮空氣)，調節(jié)壓力閥獲得設定的壓力，再打開驅動閥釋放高壓氣體，推動撞擊桿(Striker bar)以一定的初速撞擊模擬彈丸底部，使其擠進身管坡膛、膛線起始部直至直膛段后從口部射出。撞擊桿初速由安裝在氣炮口部的激光測速儀測量。在身管外表面不同軸向位置處粘貼電阻應變片(型號為BF120-3BA，靈敏系數2.14±0.01，電阻值120 Ω)，以測量周向和軸向應變。模擬彈丸采用兩種：一種是20 mm以下的子彈，以其圓柱部整體擠進；另一種是20 mm以上的彈丸，其上有彈帶(Rotating band)，與內膛陰、陽線發(fā)生相互作用。本研究給出的是子彈從截短的7.62 mm槍管中發(fā)射時的應變測量結果。

一般而言，槍管在全壽命周期的不同階段，其

圖5 彈丸動態(tài)發(fā)射系統(tǒng)Fig.5 Projectile dynamic launching system

內膛存在不同程度的疲勞和磨損，每一次發(fā)射時，彈丸與身管的相互作用均會發(fā)生相應的變化，在試驗中則是通過測量身管外表面的應變得以反映。為密封火藥燃氣，子彈的圓柱部直徑要大于槍管陰線直徑，即二者之間屬過盈配合。隨著射彈發(fā)數的增加，該過盈量呈現逐漸減小的趨勢，從而引用二者相互作用的減弱，導致身管外表面應變也呈現逐漸減小的趨勢。試驗中采用了一根7.62 mm新槍管，自制子彈圓柱部直徑分別為7.67、7.72、7.77、7.82、7.87和7.92 mm等6個系列。圖6所示為6種子彈發(fā)射時的身管外壁面峰值應變，分別為74、118、156、168、220和238 με。由圖6可知，隨著子彈和身管配合過盈量的增加，二者之間的相互作用逐漸增強，表現在實測的身管外壁面應變隨之增大。因此，基于反問題的思想(即已知事物最終發(fā)生的現象或結果，反過來需要尋求事物發(fā)生的原因和演化規(guī)律)，由實測的身管外壁面應變反求彈/炮的相互作用，再評估身管健康狀況應是切實可行的。

圖6 6種子彈發(fā)射時的身管外壁面峰值應變Fig.6 Maximum strains of the gun barrel outside surface for six types of projectiles

圖7給出了直徑7.67、7.92 mm兩種子彈發(fā)射時實測的身管外壁面徑向應變動態(tài)變化歷程。試驗條件為：前者氣壓0.3 MPa，撞擊桿初速11.78 m/s；后者氣壓0.7 MPa，撞擊桿速度19.74 m/s。當子彈與槍管內膛直徑過盈量為0.05 mm時，氣壓調節(jié)到0.3 MPa即可在一次撞擊中將子彈發(fā)射出去，然而0.3 MPa卻不能一次將直徑過盈量為0.3 mm的子彈撞出，先后撞擊了3次才將子彈從槍管中射出。因此，試驗中采用0.7 MPa一次將7.92 mm子彈射出。由圖7可見，當子彈經過身管軸向某一位置時，身管外壁面徑向應變經約0.51 ms(圖7a)和0.57 ms(圖7b)達到峰值，隨后當子彈在身管中繼續(xù)向前運動時，應變由峰值迅速下降并恢復到原來初始狀態(tài)。通常，身管內膛沿軸向的磨損是不均勻的，因此，可以沿軸向不同位置在身管外壁面上布置一些應變片，從而記錄子彈在通過不同截面時身管外壁面應變，進而反向評估其健康狀態(tài)。

圖7 身管外壁面徑向應變Fig.7 Hoop strain of gun barrel outside surface for 7.62 mm and 7.92 mm projectiles

4 結束語

槍炮服役過程中，疲勞和磨損是影響身管壽命的兩個關鍵因素，二者的耦合作用不僅會引起槍炮初速下降、射程減小、射彈散布增大，更有甚者可能致其發(fā)生膛炸，危及人員和武器裝備安全。傳統(tǒng)的藥室增長量法(Δl法)和內膛定點徑向磨損量法(Δd法)存在測量誤差大、預測方法科學依據不足等問題，從而導致使用者和管理者對服役的槍炮身管健康狀況缺乏精確的了解。

本研究提出了局部應變增量法(Δε法)，以槍炮發(fā)射時的身管外壁面應變作為其健康特征參量(健康指數)，其體現了彈-炮-藥系統(tǒng)的內在規(guī)律，包含了三者之間的相互作用綜合信息，基于反問題研究思想，進而可實現槍炮身管在服役全壽命周期中的健康評估?；跉馀诘膹椡璋l(fā)射動態(tài)試驗結果表明，該方法具有科學性和實際可操作性，能夠實現槍炮射擊過程中身管健康的實時評估，有望為槍炮設計、試驗、使用和維護提供理論依據和方法指導。

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Fatigue and Wear of Gun Barrel and its Health Monitoring

WU Bin，LIU Bang-jun，ZHENG Jing，CHEN Xiao-lei，ZOU Zhi-qiang，ZHANG Kai-shuan

(ArmyOfficerAcademy,Hefei230031,China)

Fatigue and wear are two key factors affecting gun barrel life. Progress in anti-wear and fatigue technologies for gun barrel is summarized in this paper. Furthermore, evaluation of erosion-wear life and fatigue life of gun barrel is reviewed. It lacks reasonable scientific evidence to predict gun barrel residual life according to the increase in length of chamber or wear of radial diameter of the commencement of the rifling. And the phenomena of accelerating crack formation and propagation under fatigue-wear interaction has not been considered. Barrel health monitoring is an important means to certify the safe service when the traditional life prediction methods could not accurately assess the failure time of gun barrel. Comprehensive information of projectile, gun and propellant can be reflected by the strain of the gun barrel outside surface. Strain increment is presented as the damage characteristic of gun barrel in this study. Based on the measured strain data and local strain method, the relationship between the barrel health, outside surface strain and barrel life (round) is established. It is pointed out that gun barrel health monitoring has great theoretical significance and application value in design, experiment, usage and maintenance of gun.

gun barrel; fatigue; wear; health monitoring; strain

2016年9月5日

2016年11月25日

國家自然科學基金(51475471，51175512)

吳斌(1971年-)，男，博士，副教授，主要從事武器裝備健康監(jiān)測與故障診斷等方面的研究。

TJ305

A

10.3969/j.issn.1673-6214.2016.06.012

1673-6214(2016)06-0391-08