CC BY
1
ТЕХНОЛОГИЯ МАШИНОСТРОЕНИЯ
УДК 623.4
DOI: 10.24412/2071-6168-2024-2-426-427
МОДЕЛЬ ОЦЕНКИ КОНСТРУКЦИИ СТВОЛА СТРЕЛКОВОГО ОРУЖИЯ С УЧЕТОМ ТЕМПЕРАТУРЫ И НАПРЯЖЕНИЙ С ТЕРМОМЕХАНИЧЕСКОЙ СВЯЗЬЮ В ЗАДАЧЕ ВНУТРЕННЕЙ БАЛЛИСТИКИ
А.А. Громов, М.С. Воротилин, Ю.В. Чебурков, А.Н. Павлюченко, А.С. Ишков
Проведено исследование, охватывающее внутреннее баллистическое решение выстрела ствола калибра 7,62-мм. Трехмерный анализ переходного процесса теплопередачи и напряжений (термических/механических) был проведен с использованием теории термомеханической связи. Моделирование распределения температуры в радиальном и осевом направлениях ствола была использована программа ANSYS. Радиальное распределение температуры по толщине стенки цилиндра было подтверждено показаниями температуры, снятыми на внешней поверхности цилиндра с помощью тепловизора «FLIR», что является новым и высокоточным методом по сравнению с наиболее широко используемыми методами измерения с помощью термопар. Данные о давлении и температуре вдоль ствола использовались при анализе напряжений для получения радиальных, окружных и осевых напряжений.
Ключевые слова: внутренняя баллистика, переходная теплопередача, анализ напряжений, термомеханический анализ, ствол.
Стрелковое оружие постоянно находится в совершенствовании в связи с разработкой новых средств бро-незащиты. Значительная часть исследований ствола оружия была в основном сосредоточена на определении внутренних баллистических параметров, таких как давление, температура и распределение напряжений вдоль ствола, скорость пули и конструктивные проблемы, такие как уменьшение веса ствола, вибрации ствола, а также проблемы, связанные с горением, такие как самовоспламенение порохового заряда, износ, эрозия и увеличение срока службы ствола. Изучение внутренней баллистики в стволе оружейной системы является довольно сложным процессом. Кроме того, проведение испытаний при стрельбе и измерений в большинстве случаев является очень опасным и дорогостоящим. Кроме того, прилагаются значительные усилия для калибровки установки с одновременным принятием необходимых мер предосторожности при проведении испытаний.
Нагрев ствола - одна из важнейших проблем в конструкции оружия. Как только начинается сгорание пороха, температура газов в камере и стволе быстро повышается за миллисекунды, что приводит к сложному процессу теплопередачи, который, в свою очередь, вместе с давлением газов приводит к повышению высоких температур и напряжений в стволе. Ствол подвержен ряду серьезных конструктивных проблем и проблем с нагревом, вызванных высокими давлениями и температурами, особенно при использовании нескольких секций. Ствол должен быть спроектирован таким образом, чтобы иметь небольшой вес, но быть устойчивым к высоким давлениям во избежание каких-либо повреждений. Кроме того, ствол должен выдерживать высокие температуры, которые вызывают проблемы с износом и эрозией, сокращающие срок службы ствола. Другим критическим явлением, возникающим в результате перегрева ствола, вызванного высокими температурами при многократных выстрелах, является проблема самовоспламенения. Когда новый патрон досылается в ствол, тепло от ствола с высокими температурами передается к пороховому заряду внутри гильзы. Если температура метательного вещества достигает температуры воспламенения метательного вещества, процесс воспламенения начинается непроизвольно, и пуля самопроизвольно краснеет, приводит к проблемам с безопасностью и травматизмом. Поэтому очень важно знать, как механические, так и тепловые характеристики ствола в совокупности.
В этом исследовании внутренняя баллистика ствола 7,62-мм была всесторонне исследована с использованием численных и аналитических методов с использованием термомеханического подхода, таким образом, что тепловой процесс, обусловленный сгоранием метательного вещества, сочетался с механической нагрузкой, обусловленной давлением внутри ствола. В этом контексте временное распределение температуры по всему стволу и распределение механических / термических напряжений были рассчитаны в трех измерениях, чтобы увидеть общее влияние термомеханической нагрузки на ствол.
Испытания при стрельбе проводились боеприпасами калибра 7,62-мм. Сначала были измерены максимальное давление в стволе и начальная скорость пули. Затем был использован метод Валье-Гейденрайха для определения переходного распределения давления, скорости пули и положения вдоль ствола. Для получения фундаментальной информации по внутренней баллистике была рассчитана внутренняя температура сгоревших газов с использованием уравнения Ноубла-Абеля. Наконец, после расчета теплопередачи при конвекции с использованием уравнения горения Виелла был проведен анализ теплопередачи с использованием программного обеспечения ANSYS для получения переходных значений внутренней/внешней температуры и распределения напряжений в зависимости от положения пули.
Радиальное распределение температуры по толщине стенки ствола было подтверждено новым высокоточным методом, при котором показания температуры снимались на внешней поверхности ствола с помощью тепловизора «FLIR». Анализ радиальных, окружных и осевых напряжений наряду с эквивалентными напряжениями Мизеса
также был подтвержден результатами аналитического решения. Следовательно, в данном исследовании был применен междисциплинарный подход к анализу теплопередачи и напряжений с использованием термомеханического подхода, охватывающего экспериментальные, численные и аналитические методы.
События, происходящие в стволе, связаны с теорией внутренней баллистики. В результате сжигания пороха, газовые продукты очень быстро перемещаются в камеру сгорания и по истечении короткого времени газов по всей камере, создавая очень высокое давление с относительно высокими температурами. Затем газы толкают пулю вперед до конца ствола с большим ускорением. Вместе с движением газов через ствол происходит передача тепла в ствол. Во-первых, на внутренней поверхности цилиндра происходит конвекционная теплопередача. Затем тепло отводится радиально наружу, и с внешней поверхности тепло передается воздуху путем конвекции и излучения.
Определение конвективной теплопередачи на внутренней поверхности цилиндра очень сложно, и оценить теплопередачу непросто, поскольку процесс горения и теплопередачи происходит в течение миллисекунд. Для расчета теплопередачи внутри цилиндра необходимо найти коэффициент конвекционной теплопередачи. В этом исследовании сначала была рассчитана температура газа внутри цилиндра, а затем с использованием этого значения температуры был определен коэффициент конвективной теплопередачи. Введя все полученные данные в программное обеспечение ANSYS, были получены распределения температуры и напряжений по толщине стенки ствола и вдоль оси ствола.
Метод Валье-Гейденрайха [13] был использован в качестве эффективного способа расчета распределения давления газа и скорости пролетающей в стволе струи. В этом методе в качестве входных данных необходимы масса пули и порохового заряда, диаметр и длина ствола, начальная скорость и максимальное давление в стволе. Затем для расчета распределения давления/скорости вдоль ствола используются соответствующие уравнения и эмпирические таблицы, предложенные методом Валье-Гейденрайха. После получения распределения давления в цилиндре для расчета температуры газа в цилиндре использовалось уравнение Ноубла-Абеля. Уравнение состояния записывается в виде
Р(У-Т!)= ШгазЯТгаз. (1)
В этом уравнении P - среднее давление в стволе, V - общий объем внутри ствола, который изменяется при движении пули, п - общий объем, mгаз — масса газов, Тгаз — температура газа и R - газовая постоянная. Если извлечь V, то уравнение состояния выглядит следующим образом: объем (Вт/ м3), p - плотность, t - время, T -распределение температуры и C - удельная (Дж/кг К).
Начальные и граничные условия для теплопередачи задаются в виде,
Р [Ус11 + Ух-тс + = тсгВ.Т1!аз, (2)
где Vch - объем камеры сгорания, Vx - объем, расширяющийся в стволе при движении пули (V = (pD2/4)x), mc - масса заряда, г - процент сгоревшего заряда, р - плотность газа и х - пройденное расстояние пулей.
Объем к может быть получен при использовании закрытого сосуда для бомбы. Обычно оно берется как удельный объем (объем/масса) твердого пороха и обычно рассчитывается как к = (1/р), Эти допущения допускают алгебраическое решение остальных одновременных уравнений. Для сферических частиц твердого пороха,
г = 1 -Г3, (3)
/ = ~в", (4)
где D - баллистический размер, а S - степень уменьшения баллистического размера.
При изменении температуры в цилиндре плотность газов не будет постоянной и рассчитывается исходя из,
Р = (5)
К'таз
^таз = £ = РРП, (6)
Р = ъТтаз, (7)
где V и п - константы в зависимости от топлива, которые считаются 0,00053 и 0,73 соответственно [12].
Число Нуссельта вычисляется
Пи = 0,023Де°'8Рг0'3, (8)
Ке = РУтаз±, (9)
и
где Re - число Рейнольдса и Рг - число Прандтля, d - внутренний диаметр цилиндра и т - динамическая вязкость.
Впоследствии, рассчитывается на основе,
, кМи. ,1т
ктаз =— (10)
Все значения т, R, Рг, к в приведенных выше уравнениях рассчитываются в соответствии с законом смешения газов. Общее трехмерное переходное уравнение теплопроводности в цилиндрических координатах с граничными условиями записывается в следующем виде,
1д (, дт\ , 1 д (, эт\ , а Л ат\ , ... гдт ,,,,
где г, г, в - радиальные, осевые и окружные координаты, к теплопроводность (Вт/м2 К), д - тепловыделение на единицу:
Т(г, 0= Т,„ , тде t = 0,Я1п < г < Я0М. (12)
Для t > 0
Согласно закону о сожжении Вьей,
1 ЭТ
квоздух(УюаИои1 — Тсо) + — игг) = — к , (13)
Т—К0
где Rвнутри/Rнаружу - внутренний/внешний радиусы ствола, Тгаза - температура газа в стволе, Т -температура воздуха вблизи внешней поверхности ствола и Тшгг - абсолютная температура (К) окружающей поверхности, окружающей поверхность ствола для передачи тепла от излучения.
Предполагая осесимметричные условия, температура в стволе оружия не зависит от окружного направления в и изменяется только в радиальном направлении по толщине стенки при любом положении пули вдоль ствола. При определенном положении пули в стволе предполагалось, что распределение температуры находится в устойчивом состоянии, и осевая зависимость также игнорировалась. С учетом этих допущений уравнение (11) сводится к
+ 5 = 0 (14)
Решая уравнение (14), градиент температуры в радиальном направлении получается как
^ = -±г + £Ц (15)
йг 2к к г у '
где С1 - константа интегрирования. Интегрируя уравнение (15), получаем следующий вид распределения температуры в радиальном направлении:
г = а^ Т(а) = Т1 = а2 + С11па + С2;
г = Ь^Т(Ь) = Т0 = -^Ь2 + С11п Ь + С2, (17)
где То - температура наружной стенки. Константы С и С2 определяются как Константы интегрирования С1 и С2 в Ид. (16) получены с использованием граничных условий температуры во внутреннем и наружном диаметрах цилиндра.
Рис. 1. Граничные условия давление и температура в стенке ствола
Рис. 2. Стандартный испытательный цилиндр диаметром 7,62 мм
С, =■
-(а2-Ь2)+-
С2 = Т1 а2 -
2 1 4к
■(а2 — Ь2) + ^
1п а.
(18)
Вставка С1 и С2 из уравнения (18) в уравнение (16) дает следующий вид распределения температуры в ради-
Т(г) = Т1 + ^ (а2 -г2) +
_I_(а2 — и2) + т1-т0
4к1п№ (а ° ) + и*)
1п ^
(19)
Поскольку процесс горения и теплопередачи происходит в течение миллисекунд, можно предположить, что теплопередача в цилиндре происходит адиабатически, что подразумевает, что д - 0.
Свойства ствола и патрона
Таблица 1
Масса пули 0,00955 (кг)
Масса пороха 0,00280 (кг)
Длина ствола 0,5 (м)
Диаметр ствола 0,782 (см)
Начальная скорость 852 (м/с)
Максимальное давление 3480 (кг/см2)
Ускорение свободного падения 9,81 м/с2
Наконец, радиальное распределение температуры по толщине:
Т(г)= Т1 + 1 1п -.
Рис. 3. Измерение давления и скорости пули с помощью пьезоэлектрического преобразователя
428
(20)
Рис. 4. Тепловизор и установка стрелкового оружия
Ствол можно рассматривать как толстостенный цилиндр с открытыми концами, который может свободно расширяться в осевом направлении. Стенка цилиндра подвергается воздействию температурного градиента из-за температуры Ti, обусловленной сгоранием пороха в камере, и температуры внешней стенки To. Ствол подвергается как механическим, так и термическим нагрузкам, возникающим из-за высокого давления и температур, возникающих при сжигании (см. рис. 1).
Применяя обобщенный закон Гука к толстостенному цилиндру ствола пистолета в диапазоне упругости, радиальные, окружные и осевые деформации могут быть выражены в следующем виде уравнений:
ег = £ (аг — раг — ра2) + аТ , (21)
1 -раг-ра2) + аТ , (21)
(23)
где er, eд, ez - радиальные, окружные и осевые деформации, sr, sд, sz - радиальные, окружные и осевые напряжения, И ■ модуль упругости, V - коэффициент Пуассона и a - коэффициент теплового расширения.
£е ГL
£Z = \ - vor - vag) + аТ = £о
с
Рис. 5. Интерфейс программы тепловизора
Можно предположить, что нагрузка, обусловленная внутренним давлением, является осесимметричной, и все точки на кольцевом элементе стенки цилиндра смещаются на одинаковую величину только в зависимости от радиуса элемента. Следовательно, поперечные плоскости свободны от напряжения сдвига. В то же время сохраняется радиальная форма цилиндра, что означает отсутствие сдвигов в радиальной и тангенциальной плоскостях. Цилиндр с открытыми концами может свободно расширяться в осевом направлении, и предполагается, что осевая деформация (ez) постоянна, т.е. плоские участки стенки цилиндра остаются плоскими. Используя уравнение (23), осевое напряжение получается в виде:
а2 = р(аг + ае) + Е(е0 - аТ).
' ,2Л
£г =- [(1 - v2)ar - v(1 + v)ae - ve0E + (1 + v)EaT], £g = - [(1 - v2)ae - v(1 + v)ar - v£0E + (1 + v)EaT],
E
(24)
(25)
(26)
Отношение напряжений к равновесию может быть выражено через
= 0.
ЛОТ + ; dr г
Уравнение равновесия (уравнение (27)) удовлетворяется, функция напряжения принимает вид
г ®
аг = -.
(27)
(28)
(29)
Общие деформации - перемещения отношений, где у и Р являются радиального перемещения и радиальную координату, соответственно могут быть объединены в совместимости уравнение:
(30)
d0 = Тг
. - iHL = о
Подставляя функции напряжений, заданные уравнениями (28) и (29) в Eqs в уравнения (25) и (26), а затем подставляя уравнения (25) и (26) в уравнение совместимости Eq (30) получается уравнение следующего вида:
[(1 -V2) 1- v(1 + v) ^ - (1 -V2) & + v(1 + v) 1- r(1 - v2) 'Ц +
г dr dr г dr2
+v(1 + v)r (-— - -1) - (1 + v)Ear —
\r dr r2) dr
-
rE
= 0.
(31)
Переставляя уравнение (31), первый окончательный вид уравнения совместимости может быть получен в
виде:
й2ф + 1 йф 1 = Еа йТ (32)
йг2 г йг г2ф 1-у йг ^ 1
Рис. 6. Измерения температуры е 8 различных точках внешней стенки
Рис. 8. Моделирование ствола
Рис. 9 Зацепление через ствол
Таблица 2
Температура внешней поверхности для различных сеток_
Номера радиальных сеток Наружная температура секции -1 (°С)
6 165,51
10 158,38
12 156,44
20 156,07
са* н^ : ■ М — —■ И^^И М 1 ■ =
, Чс ЕЛп Ми игл To.li НА, а ■•: - УймЬчя ГШ ш! *_Е) В- » '
I IV чв- УййВЯ ГФИГЗ * Л I 4 В О. о. - я в ^ IР-_
I ПНгЫ.4. X' /• А- А' / и — К».п*™иьт
РгсиШдгНйр | Амвадв ¡МоИеояя |мсКСп».1в,Н*У,М {РЦпв пап й>
Рис. 10. Интерфейс термического анализа ANSYS
Таблица 3
Сравнение максимальные температур наружныш стенок при однократном и многократном^ 20 выстрелах
Секция ANSYSЫыШр1е (С) Тепловизор ANSYS ЫыШр1е ВкоШ (°С) Тепловизор ANSYS Single ВкоШ (С) Single Sкot (°С)
1 156,44 158,8 25,4 24,8
2 156,08 158,5 25,2 24,6
3 155,66 152,1 24,53 24,2
4 154,77 147,1 23,71 23,8
5 152 143,9 23 23,4
6 147 138,2 22,36 23,1
7 142 133,8 21,81 22,7
8 137 129,9 21,3 22,3
(а) (Ь)
Рис. 11. Температуры внешней поверхноспш, полученные с помощью решателя 1Л ЛТЛ' и тепловизора для: а - одиночного снимка; б - нескольких снимков по 20 штук
И11Ш1И1!!!
™ |1
и, /■;;>■
™ !!(!|Ц|
С 1 & 1
(а)
Рис. 12. Распределение внутренней температуры секции-1, соответствующее нескольким 20 снимкам
продолжительностью: а - 7 с, Ь - 2 с
Уравнение (32) можно переписать как
й \1 й(0г)] = Еа ат йг [г йг \ 1-у йг'
Решение дифференциального уравнения (2.33) дает
0 = с1г + ^---^\Тгйг.
1 г г(1-у)
Подставляя уравнение (20) в уравнение (34) и получая интеграл, функция напряжения 0 принимает вид:
= С-Г +
2(--v)
(33)
(34)
(35)
Подставляя уравнение (35) в уравнение (28), составляющую радиального напряжения можно получить как,
® Г , С2
=7= С-г + 1-2"
Еа 2(--v)
*+Ш*Н)
Применяя граничные условия к радиальным напряжениям, получаем следующие уравнения, где
ar(r = а) = -Pi = С- +
аг(г = а) = -Ро = С- +
2(--v)
Ъ +
г\Т -
Wfi?)] 4'n Н)
Tj-T,
in
(36)
(37)
(38)
Уравнения (37) и (38) решается одновременно для определения констант С1 и С2 для ствола внешнее давление, Ро = 0. Определяя п = а/Ь и Т-Т0 = ОТ, компоненты радиального и окружного-напряжений наряду с константами С1 и С2, получаем как:
Еа АТ
с = Pi + Еа n2T0-Tj - п2-- 2(--v) п2--
С2 =■
Pi
П2- 1
+
2--[ Pl + 2(--v)
Еа п2Т0 - Tt
4(--v) inn' EaAT '
ав =
Pi
+
(n2--)r2
Еа n2T0-Tt + Еа AT
-Pi +
2(1 -v)
EaAT '
2(--v)
П2- 1
Ea
+
2(--v)
-Pt + EaAT
Ea AT 4(1 - v)\n n -AL(rn L--)]
in ^ V a 2J\
__E.^[T.-AAL] +
2(--v)[ 1 lnni 2(--v) inn
(1 + ln %
n2-l 2(l-v) n2-l 4(l-v) Inn (n2-l)r4 ' 2(l-v)i
На свободном конце ствола результирующие усилия должны быть равны нулю, что означает, что:
fb (2nazderdr = 0,
где az = v(ar + ав) + E(s0 - аТ).
Переставляя уравнение (43), можно получить следующую форму равенства в виде,
vEa AT vEaTj, vEaAT
. — +---=-+ -
[n2
rb\2vPj , vEa n2T„-Tj , vEa AT vEaTj , vEaAT , r , „, , _
I + 7—7 —2—+ —71--7—7 + 7—r;—1n- + E(£0-aT)\rdr = 0.
Ja Ln2-- (--v) n2-- 2(--v) Inn (--v) (--v) inn а 40
-- ' (--v) n2-- 2(--v) inn (--v) (--v) inn
Уравнение (44) решается для получения постоянной осевой деформации во следующим образом:
= _ + aAT aATa2 Г 2vPi + va n2T0-Tt + va AT vaTi 1
£° = at + 2(--v) inn (--v)(b2-a2) [E(n2--) + (--v) n2-- + 2(--v) Ып (--v)\.
Подставляя уравнение (45) в уравнение (24), составляющая осевого напряжения определяется как:
av = V
+
Еа n2T„-Tj
+
Еа AT
EaTi
+
EaAT
- (--v) n2-- 2(--v) inn (--v) (--v) inn
\ + E\aTt +
aATa2
va n2T„-Tj
+
AT
- т)-^-^) 1* э
2(--v) (--v(b2-a2))
(39)
(40)
(41)
(42)
(43)
(44)
(45) +
.E(n2--)
(--v) n2-- ' 2(--v) inn (--v)J ""У1 \inn)*"a)J' (46)
Поскольку все точки на кольцевом элементе стенки цилиндра будут смещены на одинаковую величину в зависимости от радиуса, на поперечные плоскости не действуют напряжения сдвига, и напряжения в таких плоскостях являются основными.
Рис. 13. Распределение внутренней температуры, соответствующее 20 выстрелам, когда пуля с дульной части
покидает ствол: А - половинная; В - целая
Кроме того, сохраняется радиальная форма цилиндра, в радиальной и тангенциальной плоскостях не действуют напряжения сдвига, что означает, что напряжения в этих плоскостях являются основными. Напряжения по фон Мизесу, соответствующие напряженному состоянию основных-напряжений, которые представляют собой радиальные, окружные и осевые напряжения (заданные уравнениями (41), (42) и уравнением (46), соответственно) в цилиндре, были получены с помощью следующего уравнения:
2а! = (ав - аг)2 + (аг - а2)2 + (а2 - ав)2. (47)
Таким образом, проблема внутренней баллистики была всесторонне исследована с использованием экспериментальных, численных и аналитических методов с использованием термомеханического подхода. Для определения переходного распределения давления вдоль ствола был использован метод Валье-Гейденрайха. Вместе с данными о давлении вдоль оси ствола температура газа в стволе была рассчитана с использованием уравнения Ноубла-Абеля. Коэффициент конвективной теплопередачи был определен с использованием уравнения горения Вьеля. Термический и напряженный анализ задачи внутренней баллистики был выполнен с использованием численного решения с использованием программного обеспечения ANSYS solver и аналитического решения одновременно. Тепловизор FLIR позволил проверить результаты решения ANSYS по распределению температуры по толщине стенки цилиндра. Эквивалентные максимальные напряжения по фон Мизесу, рассчитанные аналитически вдоль оси ствола, идеально соответствовали конечно-элементному решению ANSYS как для случаев одиночного выстрела, так и для множественной стрельбы по 20 патронов. Результаты испытаний показывают, что повышение температуры в стволе является одним из наиболее важных конструктивных критериев, которые необходимо учитывать.
Список литературы
1. Y. Sun, X. Zhang, Transient heat transfer of a hollow cylinder subjected to periodic boundary conditions, J. Press. Vessel Technol. 137 (5) (2015).
2. B. Wu, G. Chen, W. Xia, Heat transfer in a 155 mm compound gun barrel with full length integral midwall cooling channels, Appl. Therm. Eng. 28 (2008) 881-888.
3. H.L. Lee, Y.C. Yang, W.J. Chang, T.S. Wu, Estimation of heat flux and thermal stresses in multilayer gun barrel with thermal contact resistance, Appl. Math. Comput. 209 (2009) 211-221.
4. J.T. South, R.H. Carter, Thermal Analysis of an M256 120-mm Cannon, Army Research Laboratory, 2005. Report ARL-TR-3594.
5. T.C. Chen, C.C. Liu, H.Y. Jang, P.C. Tuan, Inverse estimation of heat flux and temperature in multi-layer gun barrel, Int. J. Heat Mass Transfer 50 (2007) 2060-2068.
6. C.W. Nelson, J.R. Ward, Calculation of Heat Transfer to the Gun Barrel Wall, US Army Armament Research and Development Command Ballistic Research Laboratory, 1981. Memorandum Report BRL-MR-03094.
7. M. Akjay, M.A. Yükselen, Unsteady thermal studies of gun barrels during the interior ballistic cycle with non-homogenous gun barrel material thermal characteristics, J. Therm. Sci. Technol. 34 (2) (2014) 75-81.
8. A. Mishra, A. Hameed, B. Lawton, Transient thermal analyses of midwall cooling and external cooling methods for a gun barrel, J. Heat Transfer 132 (2010).
9. H. Is, ik, Numerical Simulation of Compressible Flow Around an Airfoil (Ph.D. Thesis), Institute of Science and Technology, Gazi University, 2010.
10. P.J. Conroy, Gun Tube Heating, U.S. Army Laboratory Command Ballistic Research Laboratory, 1991. Technical Report BRL-TR-3300.
11. N. Gerber, M.L. Bundy, Heating of a Tank Gun Barrel: Numerical Study, U.S. Army Laboratory Command Ballistic Research Laboratory, 1991. Memoran- dum Report BRL-MR-3932.
12. E. Degirmenci, M.H. Dirikolu, A thermochemical approach for the determi- nation of convection heat transfer coefficients in a gun barrel, Appl. Therm. Eng. 37 (2012) 275-279.
13. P.O. Cronemberger, E.P.L. Júnior, J.A.M. Gois, A.B. Caldeira, Theoretical and experimental study of the interior ballistics of a rifle 7.62, Eng. Termica (Therm. Eng.) 13 (2) (2014) 20-27.
14. R.D. Hill, J.M. Conner, Transient heat transfer model of machine gun, Mater. Manuf. Process. 27 (2012) 840845.
Громов Алексей Александрович, курсовой офицер - преподаватель (соискатель), darkzgrom@gmail. com, Россия, Пенза, филиала ВА МТО (г. Пенза),
Воротилин Михаил Сергеевич, д-р техн. наук, профессор, проректор ТулГУ, Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Чебурков Юрий Викторович, старший преподаватель, [email protected], Россия, Пенза, филиала ВА МТО (г. Пенза),
Павлюченко Алина Николаевна, младший научный сотрудник, [email protected], Россия, Москва, 27 ЦНИИ
МО РФ,
Ишков Антон Сергеевич, канд. техн. наук, доцент, доцент, [email protected], Россия, Пенза, Пензенский государственный университет
BARREL DESIGN EVALUATION MODEL SMALL ARMS TAKING INTO ACCOUNT TEMPERATURE AND STRESSES WITH THERMOMECHANICAL COUPLING IN THE PROBLEM OF INTERNAL BALLISTICS
A.A. Gromov, M.S. Vorotilin, Yu. V. Cheburkov, A.N. Pavlyuchenko, A.S. Ishkov
A study has been conducted covering the internal ballistic solution of a 7.62 mm barrel shot. A three-dimensional analysis of the transient heat transfer process and stresses (thermal/mechanical) was carried out using the theory of thermo-mechanical coupling. The ANSYS program was used to simulate the temperature distribution in the radial and axial directions of the barrel. The radial temperature distribution over the thickness of the cylinder wall was confirmed by temperature readings taken on the outer surface of the cylinder using the FLIR thermal imager, which is a new and highly accurate method compared to the most widely used measurement methods using thermocouples. Pressure and temperature data along the barrel were used in stress analysis to obtain radial, circumferential, and axial stresses.
Key words: internal ballistics, transient heat transfer, stress analysis, thermomechanical analysis, barrel.
Gromov Alexey Alexandrovich, course officer - teacher (applicant), [email protected], Russia, Penza, Branch of the VA MTO (Penza),
Vorotilin Mikhail Sergeevich, doctor of technical sciences, professor, vice-rector of TulSU, Russia, Tula, Tula State
University,
Cheburkov Yuri Viktorovich, senior lecturer, chebyrkov@gmail. com, Russia, Penza, Branch of the VA MTO
(Penza),
Pavlyuchenko Alina Nikolaevna, junior researcher, [email protected], Russia, Moscow, 27 Central Research Institute of the Ministry of Defense of the Russian Federation,
Ishkov Anton Sergeevich, candidate of technical sciences, docent, asihkov@mail. ru, Russia, Penza, Penza State
University
УДК 65.07 67.03
Б01: 10.24412/2071 -6168-2024-2-434-435
ИССЛЕДОВАНИЕ СВОЙСТВ МАТРИЧНЫХ КОМПОЗИТНЫХ МАТЕРИАЛОВ НА ОСНОВЕ ПОЛИМЕРНЫХ ЛАКОКРАСОЧНЫХ СОСТАВЛЯЮЩИХ
В.Б. Масягин, С.Б. Скобелев, Д.А. Ерофеев, Е.А. Ерофеев
В статье представлена технология получения трех видов матричных композитных материалов на основе плёнкообразующих лакокрасочных покрытий, относящихся по своему внутреннему составу к полимерным композициям, которые при конечном получении являются полимерными композитным материалам (ПКМ). Приведены результаты статических испытаний на предмет пластической деформации полученных материалов: сжатие, растяжение, а также результаты измерений твердости по Шору, измерение низкомодульных полимеров, методом отскока. Полученные материалы не меняют своих механических свойств под воздействием окружающих факторов, таких как температурная среда и относительная влажность воздуха.
Ключевые слова: композитные материалы, армирование стекловолокном, лакокрасочные покрытия, полимерная матрица, испытания на разрыв, твердость по Шору.
В настоящее время композитные материалы различных видов широко используются наряду с традиционно применяемыми конструкционными материалами в виде различных металлов и их сплавов. Так как состав композитных материалов многообразен, то их возможная область применения гораздо шире по сравнению с металлами. На данный момент во всём мире использование композитных материалов различных видов и групп, значительно расширяется, как в отраслях машиностроения, так и в других областях. При этом повышается качество изделий с использованием композитных материалов, а также продлеваются сроки эксплуатации [1].
Композитные материалы по своему составу формируются методом сочетания исходных материалов или фонового материала (матрица), а также из материалов, являющихся дополнительным наполнением в виде армирующего состава. В результате чего, к таким материалам предъявляются определённые требования при их эксплуатации, к которым относят обладание не просто необходимыми рядовыми свойствами, а свойствами, определяющими материал с повышенными характеристиками - сверх свойствами. Повышенная твёрдость, прочность (по отношению со стандартной, заданной твердостью и прочностью) до критериев сверх твёрдости и сверх прочности, а также высокая гибкость и стойкость характерны для подобных материалов. При этом значительно повышается эксплуатационный ресурс при их использовании [2]. В настоящее время применение таких материалов нашло себя практически во всех отраслях - как в бытовом применении, так и в промышленности: машиностроительном производстве, авто- судостроении, аэрокосмической, нефтяной, химической, деревообрабатывающей, энергетической, медицинской отраслях [3].
Одними из видов композитных материалов являются композитные материалы с неметаллической матрицей. В подобных материалах матрица может состоять из полимеров или их составляющих, из керамической основы, а также виде различных углеродных материалов (материал твёрдой консистенции с графитоподобной структурой) [4].
К полимерным композитным материалам, относят те «композиты», неотъемлемой составляющей частью которых является полимер, как в виде фонового материала (рис .1, а), так и в виде армирующего наполнения (рис .1, б), в частности волокон или различных частиц, независимо от своего состояния и свойств (твёрдое, пластичное, кристаллическое, органическое виде стекла).
