Термоэрозионная и механическая стойкость стволов артиллерийских автоматов Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

УДК 623.4.017

ТЕРМОЭРОЗИОННАЯ И МЕХАНИЧЕСКАЯ СТОЙКОСТЬ СТВОЛОВ АРТИЛЛЕРИЙСКИХ АВТОМАТОВ

Д.П.АЛЕКСАНДРОВ, В.Ф. ЗАХАРЕНКОВ,* B.C. ЦЕПЕЛЕВ*

СПбГПУ, Санкт-Петербург, Россия

*БГТУ " ВОЕИМЕХ", Санкт-Петербург, Россия

АННОТАЦИЯ. Приводится математическое описание модели термоэррозионной и механической стойкости стволов артиллерийских автоматов в условиях стрельбы короткими или длинными очередями с темпом стрельбы 600 выстр./мин. Комплексная математическая модель включает описание процессов внутренней баллистики, теплообмена, теплопроводности и износа с учетом структурно-фазовых превращений в материале орудийной стали, а также механических и температурных напряжений 1-го и 2-го рода, возникающих при циклическом высокоимпульсном тепловом нагружении. Результаты численных исследований по разработанной модели иллюстрируются примером расчетов 30-мм гипотетической автоматической пушки, имеющей начальную скорость снаряда 960 м/с и максимальное давление 380 МПа. Ствол изготовлен из орудийной стали 38ХНМФА.

Существующий в проектной практике метод расчета стволов стрелкового и артиллерийского оружия на прочность основан на макроструктурном подходе, основанном на гипотезе о том, что живучесть ствола определяется снижением только его баллистических характеристик вследствие износа поверхности канала ствола под действием тепловых, силовых нагрузок, а также химического взаимодействия поверхностного слоя металла с продуктами сгорания пороховых газов. При этом интенсивность износа зависит от локальных характеристик газового потока и тепловых и механических характеристик металла. Такой традиционный подход не учитывает микроструктуру металла по его толщине и ее изменение в результате циклического теплового и силового воздействия и ее изменение в результате структурно-фазовых превращений и, как показывает опыт, дает завышенные значения циклической долговечности ствола [1].

При макроструктурном подходе к оценке прочности материал стенки ствола представляется как сплошная среда со среднеинтегральными характеристиками прочности и пластичности, определяемыми при его механических испытаниях в статических условиях. Оценка работоспособности конструкции выполняется на основе анализа ее напряженно-деформированного состояния, компоненты которого получаются на основе указанного подхода. Так, в стволе - толстостенной трубе, механические напряже-

ния, обусловленные действием давления пороховых газов, достигают экстремальных значений (Мизес - Р, рис. 1) на его внутренней поверхности, что и определяет положение опасных точек.

Накопление повреждений в результате знакопеременных циклических напряжений приводит к снижению долговечности и механической живучести. Следует отметить, что кроме рассматриваемых термических напряжений, связанных с температурными градиентами, и называемых напряжениями первого рода, в металлах, вследствие их неоднородности, обусловленной поликристаллическим строением, возникают термические микронапряжения, называемые напряжениями второго рода или термоструктурными. Результаты экспериментального исследования стали 12Х18Н10Т на образцах при изотермическом термоциклировании, т. е. при отсутствии термонапряжений первого рода, в интервале температур 300 - 900 К свидетельствуют о присутствии в металле термоструктурных напряжений высокого уровня, подтверждением чему служит большое количество повреждений на поверхности образцов: микротрещин - с 1500 термоциклов (тц), и макротрещин - с 5000 тц (рис. 2) [2].

Природа термических напряжений, связанных с теплосменами в результате чередования термического воздействия газового потока и охлаждения стенки, обусловлена градиентами температуры по её толщине. При этом в наиболее нагретых слоях стенки, расположенных в непосредственной близости к поверхности канала ствола, действуют сжимающие, а в менее нагретых (внутри стенки) - растягивающие напряжения, т. е. имеет место разгрузка поверхности канала ствола со смещением опасных точек в радиальном направлении, что способствует повышению его несущей способности (Мизес - РТ, рис. 1).

- Мизес-РТ

-в- - Мизес-Р

-МизесЖ

X МизесК

Рис. 1. Интенсивности напряжений по критерию Мизеса для гладкостенного ствола

2

от

с7

ь

с.

'Л.

о

с

«я

£ ее

X о» Е

а ¡Й

к с. с? и

с о

« гл

г X

о 2

2

х н

X <У

«

¡с

2

X

Г>

2,5 3,0 3,5 Радиус,см

Рис. 2. К экспериментальному исследованию термоструктурных напряжений при изотермическом нагреве

а - схема установки для термоусталостных испытаний при нестесненных температурных деформациях:

1 - основание; 2 - ванна холодильника; 3 - испытываемый образец; 4 -электропечь; 5 - рама; 6 - роликовая направляющая рамы; 7 - подъемный трос; 8 - электродвигатель подъемно-транспортного механизма рамы с образцом; 9 - блок управления; б - образец для испытаний;

в - поверхность образца после 2500 теплосмен (увеличение в 100 раз)

Расчетные макротермические напряжения, значения которых обычно используются при оценке прочности стволов артиллерийских орудий, снижают уровень интенсивности напряжений в опасных точках на поверхности канала ствола во время выстрела и поэтому приводят к заниженной оценке механического износа ствола. Однако в реальных условиях в стенке нагретого ствола одновременно с указанными напряжениями действуют и так называемые термоструктурные напряжения, обусловленные различием коэффициентов термической деформации (коэффициентов линейного расширения) главных структурных компонентов легированной стали (железа и карбидов металлов), а также образованием взаимно переходящих друг в друга структур мартен-ситного и аустенитного превращения.

Расчет температурных полей по толщине стенки ствола и износа проводился с помощью программного комплекса СТРИЖ, включащего программы расчета внутренней баллистики [3], теплообмена [4], теплопроводности, диффузии и термоизноса [5]. На рис. 3 показан характер изменения мартенситного и аустенитного превращения в различных слоях по толщине стенки ствола в поперечном сечении, соответствующем

О

4 5 6 Время стрельбы, с

8

10

Рис. 3. Характер изменения мартенситного и аустенитного превращения в орудийной стали 38ХНМФА при непрерывной стрельбе очередью 120 выстрелов с темпом 10 выс/с: 0 - изменение относительного содержания мартенсита на поверхности канала ствола; 1 - изменение относительного содержания мартенсита в слое на глубине 50 мк; 2 - изменение относительного содержания мартенсита в слое на глубине 75 мк; 3 - изменение относительного содержания мартенсита в слое на глубине 100 мк; 4 - изменение относительного содержания мартенсита в слое на глубине 125 мк; 5 - изменение относительного содержания мартенсита в слое на глубине 150 мк; 6 - аустенитное превращение на поверхности канала ствола с учетом износа

приложению максимальной газодинамической и термомеханической от выстрела (5 калибров от начала калиберной части).

Рассмотренные режимы стрельбы приводят к термоэрозионнму износу поверхности канала ствола. Характер изменения радиального износа и максимальной скорости износа в зависимости от текущего выстрела для непрерывной очереди представлен на рис. 4 и рис. 5.

Полученные данные позволяют перейти к оценке механической живучести стволов при импульсном высокотемпературном нагружении.

о о а

сч я

ж

К Д)

к &

рц

160 140 120 100 80 60 40 20 0

0

20

40

60

80

100

120

Число выстрелов, ед.

Рис.4. Характер изменения термического износа от числа выстрелов в очереди

о о а,

о О ьн 3

К <й

5 о

2 «

2 £2

К а

И

10

8 б 4 2 0

0

20 40

60

80 100 120

Номер выстрела

Рис.5. Характер изменения максимальной скорости термического износа в зависимости от номера выстрела в непрерывной очереди

Наличие в слоях ствола различных линейных температурных деформаций приводит к появлению дополнительных напряжений растяжения-сжатия и, как следствие этого, к снижению циклической долговечности ствола и уменьшению его механической живучести. Признаком таких напряжений при циклическом термическом и сило-

вом нагружении является постепенное появление и развитие сетки трещин на внутренней поверхности канала ствола. Для решения проблемы формирования таких трещин необходимо знать уровень циклических напряжений в режиме нагрев-охлаждение. Как показали расчеты, термоструктурные напряжения между выстрелами и к началу текущего выстрела могут достигать предела текучести материала ствола, а непосредственно при выстреле даже превосходить его.

Для оценки уровня термических напряжений в легированной стали при изотермическом нагреве вследствие различия коэффициентов термического расширения между фазовыми составляющими предлагается структурная модель указанной стали в виде дисперсно-упрочненного композита (КМ) с матрицей из углеродистой стали (ж) и карбидами легирующих элементов (к) в качестве наполнителя (рис. 6) [6], [7] .

При расчете напряженного состояния представим элемент в виде двух составных частей: диска с сердечником (7) и стержневой системы (II) (рис. 7). При этом напряженное состояние элемента будем рассматривать как сумму плоского осесиммет-

ричного и линейного напряженных состояний с компонентами сгг ,ае,аА.. Напряжения

в диске (1)определим как функцию давления на поверхности контакта (ж - к ). Для

многослойного диска имеет место зависимость [а ] х [Р ] = [Ь_], где [а^] - матрица

податливости, [Р ] - матрица контактных давлений по границам слоев, [Ь ] - матрица

нагрузок [8].

Для двухслойного диска имеем

[ап]х[/> ) = [£ ],

(1)

где а -

2 2 г2-гх

1 +

л

V

/

л

2 2 г2-г ,

1-

2 ' 2

+ 1-1.1,1, =(а, - о1Ж)ЕЖЕКАТ

У

Рис. 6. Структурная модель легированной стали:

1 - матрица (углеродистая сталь); 2 - карбиды легирующих элементов; 3 -элемент объема материала

Рис. 7. К расчету напряженного состояния элемента материала: 1 - цилиндр (углеродистая сталь - ж); 2 -сердечник (карбиды - к); / -диск с сердечником; // - стержневая система

Поскольку объем матрицы значительно превосходит объем наполнителя, то при расчетах напряжений можно считать, что диск имеет бесконечную толщину, т. е.

= 2 . Из (1) имеем

г —> со _ а 1 \та

2 5 II

—>со

Р\ -

(2)

— г-

Напряжения в диске бесконечной толщины определяются выражением, с,. 0 = +Р1 -у .

При

г = г\ <о = ±Р|><е=-#

: _ -о.,:)Ек.ЕшЛТ

I

= ±

(аж-а,Ж.ЕшЛТ

Осевые напряжения в стержневой системе (//) определим при условии равенства осевых перемещений ее элементов А1Ж =А1К. При этом имеем = = N или

N =

Л." -Ж' / V А.'

1+ ^

Для

цилиндра

бесконечной

толщины

I N N

1ип#|. = (<*„.-а.ж)ЕКАКЬТ и а'; = —, ст" =—, где - площади попереч-

Л.. ./тГ

ж

иых сечений цилиндра и сердечника, соответственно. Окончательно получим

Сравнение результатов эксперимента и расчета на основе предложенной модели показали их удовлетворительную сходимость (Мрасч =6984 тц, Мэксп =5000 тц). При этом в качестве материала матрицы принималась сталь 15 (с таким же содержанием углерода, как и сталь 12Х18Н10Т). Превышение Nрасч над Иэксп может быть объяснено

наличием остаточного ресурса у образцов после термоциклирования.

Так, испытания образцов при растяжении после 5000 тц показали снижение истинного предела прочности стали 12Х18Н10Т на 60-70 %. Проведены сравнительные практические расчеты циклической долговечности ствола 30мм артиллерийского автомата при режимной стрельбе с темпом 600 выстрелов в минуту и длиной очереди п}

(1=5,10,15,20 - количество выстрелов в очереди) с использованием обоих вышерас-смотренных подходов. Расчеты проводились для наиболее нагруженного сечения ствола (0,15 м от начала калиберной (нарезной) части канала ствола). Материал ствола -

сталь 38ХНМФА с категорией прочности КТ 80 (а002 =800 МПа). Материал матрицы

сталь 40 (а„ = 422 МПа).

Из рис. 1 видно, что интенсивность напряжений в матрице ((Мизес Ж) меньше, чем в наполнителе (карбиды хрома, никеля, молибдена - Мизес К) приблизительно в 2 раза, в то время как характеристики прочности указанных карбидов превышают соответствующие характеристики углеродистой стали в 5 - 10 раз. Отмеченный факт указывает на необходимость использования при оценке долговечности конструкции характеристик прочности и пластичности матрицы.

На рис. 8 представлено распределение интенсивности механических напряжений в сечении нарезного ствола ("Мизес показат." - интенсивность напряжений в %

от (Уд 02)' а на Рис- 9 - распределение интенсивности термомеханических напряжений при макроструктурном подходе.

Для оценки долговечности ствола воспользуемся уравнением вида [9], [10]:

а',=0,4а„; для сталей с а„> 700 МПа (сталь 38ХНМФА) ш=0,36+0,0002), а', =(0,54-0,0002)а„.

<=(аж.-а,)£,ДГ; < =0.

+ ц

-—а,; для сталей с а„ <700 МПа (сталь 40), т=0,5 и 3 Е

МИЗЕС покязят.

й X .500Е+01

в 2 .000Е+01

с 2 .500Е+01

о 3 .000Е+01

Е 3 .500Е+01

Т А .000Е+01

ъ Л .500Е+01

н 5 .000Е+01

I 5 .500Е+01

л 6 .000Е+01

к 6 .500Е+01

ь 7 .000Е+01

м 7 . 500Е+01

N 8 . 000Е+01

О 8 .500Е+01

Р 9 . 000Е+0А

НЯГРУЖЕНИЕ 1

Рис. 8. Распределение интенсивности механических напряжений в сечении нарезной части канала ствола

нарез (2-9)

лога карею! (1-2-2,10-9-9)

1

/ <Г ' 1 ^ \

< N

• ■ • ■ 1

к 1 ^. 1

[ 1

2 3 4 5 6 7 8

Номера, точек ка харехе

10

Рис. 9. Интенсивность напряжений на поверхности нарезной части ствола

8 ет г

При г = шш' = 0 (от нулевой цикл) имеем га = —— +

" ' ' 4ЛГ 1+аГ, •

а!

На рис. 10 представлены результаты расчета долговечности на основе макро-структурного и микроструктурного подходов.

400 |2 300

.1 200 | 100

0 5

10 15

ш,выстр.

0,022 0,017 0,012 0,007 0,002

10 15

ш,выстр.

-а— Интенсивы, напряж.-макро подход

-ш— п20-макроподж)д

Интенсивн. напряж.-струьлурный подход

п20-структурн. подход

номера точек на нарезе

Рис. 10. Сравнительные результаты расчета долговечности при микроструктурном (а, б, в) и макроструктурном (в) подходах

ВЫВОДЫ

1. Показан возможный уровень мартенситного и аустенитного превращения в материале орудийной стали 38ХНМФА в условиях стрельбы короткими и длинными очередями при темпе стрельбы 600 выстрелов в минуту, а также величины радиального термического износа.

2. Разработан метод оценки циклической долговечности и механической живучести конструкций из высоколегированных сталей, в основу которого положена двух компонентная структурная модель исходного материала, а также - результаты численного анализа, полученные на ее базе, которые показали удовлетворительную сходимость с результатами экспериментальных исследований при изотермическом термоциклирова-нии стали 12Х18Н10Т.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Орлов Б. В., Ларман Э. К., Маликов В. Г. Устройство и проектирование стволов артил-

лерийских орудий. -М.: Машиностроение, 1976, 431с.

2. Горкавчук И. М. Исследование термоструктурных усталостных повреждений стали

12Х18Н10Т при циклических теплосменах. Прочность материалов и конструкций. Ползучесть и длительная прочность - Труды ЛПИ № 393. Л. 1988. С. 37 - 41.

3. Захаренков В.Ф. Баллистическое проектирование орудий и импульсных метательных

установок. Учебное пособие. СПб, БГТУ, 2000. 142 с.

4. Захаренков В. Ф. Метод расчета теплообмена в гладких и шероховатых трубах при

течении горячих газовых потоков. Труды Всероссийской научно-практической конференции «Третьи окуневские чтения». СПб, 2004.

5. Zaharenkov V. F. Thermochemical erosion wear of cannon steels during single and burst

cyclic action of powder gases. Proceedings of the III Work-shop "Unsteady combustion and interior ballistics", vol. 2, SPb, 26-30 June, 2000, pp. 450-464.

6. Александров Д.П. О влиянии термоструктурных напряжений на прочность по-

верхностно-упрочненной стальной трубы при импульсном циклическом нагруже-нии // Металлообработка. - 4(22)/2004.С. 35-37.

7. Александров Д. П., Горкавчук И.М., Захаренков В.Ф. Импульсное высокотемператур-

ное воздействие горячего газового потока на стенку из хромоникелевой стали. Инженерно-физический журнал, 2004. Т. 77, №1.

8. Александров Д. П. К исследованию напряженно-деформированного состояния орто-тропных цилиндров. //Материалы V школы-симпозиума по механике деформируемого твердого тела, Куйбышев, 1978. С. 82 - 83.

9. Серенсен С. В., Когаев В. П., Шнейдерович Р. М. Несущая способность и расчеты на

прочность деталей машин - М.: Машиностроение. 1975. 488 с.

10. Махутов Н. А. Деформационные критерии разрушения и расчеты элементов конструкций на прочность. - М.: Машиностроение. 1981, 272 с.

SUMMARY. Mathematical model of artillery machine guns barrels termoerosion and mechanical life ability by firing a burst is given. Complex mathematical model include description of interior ballistics, heat exchange, heat conductivity and deterioration taking into account structural change and mechanical and temperature stress.