火炮身管寿终机理及寿命预测方法研究综述

许耀峰，单春来，刘朋科，王育维，徐 坚

(西北机电工程研究所, 陕西 咸阳 712099)

火炮通过身管发射弹丸进行作战，而各类火炮，特别是大口径火炮，其身管购置费用较高，甚至可占全炮价格的40%以上[1]，因此，火炮火力系统的寿命基本取决于其身管的寿命。在发射过程中，火炮身管内膛处于火药燃气高温、高压环境且伴随瞬态的高速冲击、磨损的极其复杂的状态，身管的寿命机理、预测以及延寿等技术至今仍是难以进行精确研究的难题。如何对火炮身管寿终机理进行更加严谨的描述，对寿命实现更加精确的预测，是火炮领域的重点研究内容。

笔者旨在对火炮身管寿终机理和寿命预测方面的各类研究进行全面的概述，对近年来的身管寿命相关研究成果进行阶段性总结，为开展下一步工作提供参考。

1 身管失效现象及评价标准

1.1 失效现象

在发射过程中，身管内膛会受到多种载荷作用，在这些载荷的作用下，可能出现以下失效现象[2]：

1)当膛压产生的应力超过炮钢材料的弹性极限时，会导致身管管径发生塑性变形并永久性扩大；多次射击循环后，由于烧蚀磨损等原因，内膛表面材料不断减少，也会导致身管的孔径变大。

2)在极限状况下，最大应力破坏身管管壁，如果炮钢材料较硬则会导致炸膛；如果炮钢材料偏软则会导致弹丸密封不严并漏气。弹丸弹带与膛线导转侧发生磨损，也会在非导转侧出现漏气的现象。

3)制造过程中，身管表面会存在微裂纹，即便是在低应力作用的情况下，微裂纹在成百上千次的射击循环下增大、合并，最终整个身管或内壁表面局部发生断裂破坏。

4)在射击过程中，高温高压的火药气体推动弹丸做高速运动，火药气体的冲刷主要会造成身管内膛表面的烧蚀，弹丸主要会造成磨损。

在以上几种典型的失效现象中，可以在设计阶段通过计算选取合理的设计参数，避免身管塑性变形、炸膛或整个身管因疲劳断裂等失效现象的出现，但由于烧蚀磨损出现的失效现象始终无法避免。

1.2 评判标准

以上4种失效现象会导致身管及弹丸出现多种不能完成作战目的的表现形式。在对身管进行研究设计时，需要进行寿命试验对其寿命进行标定。寿命试验即指以许可的战斗发射速度发射，在其战斗性能消失瞬间的发射弹数。各国的寿命终止标准大体相同，均从以下几个方面考虑[3]：

1)初速下降量超过规定值;

2)弹丸飞行失稳(如横弹、近弹、弹带削光等);

3)引信连续瞎火或弹丸弹道早炸;

4)立靶或地面密集度超过规定值。

一旦在射击试验中出现上述现象之一，则认为该身管已经失效寿终。

1.3 判定方法

根据以上几项失效标准判定当前的火炮寿命状态并不方便，如观测弹丸打击目标时是否出现了横弹或弹带削光的情况就比较困难。为避免出现无法完成作战或试验任务，甚至发生炸膛等严重事故的情况，需要使用简单易用且安全可靠的判定方法。

弹丸弹道性能逐渐下降的现象主要归因于内膛的烧蚀磨损程度逐渐加剧。虽然烧蚀磨损由多种因素导致，但内弹道性能的改变直接与当前的烧蚀磨损程度有关。身管磨损最严重的地方在膛线靠近起始位置的阳线表面，且膛线起始部分的磨损量方便测量，因此普遍以膛线起始部的膛径扩大量作为身管寿命的评价标准。如美国在对现有37～203 mm火炮进行寿命试验后，提出当内膛起始部最大径向磨损量达到初始内径的3.5%～5%时，则弹道性能难以满足要求，身管寿终。通过预测身管内径烧蚀磨损量并建立其与身管最大射弹数之间的变化关系，即可对身管寿命问题开展机理、预测等方面研究。

我国把身管寿命终止时膛线起始部指定位置上的直径测试值作为失效判定的度量标准，美国等西方国家将平均磨损率与该处的内膛表面最高温度联系起来，认为低于660 ℃时烧烛可以忽略不计，温度在660～1 000 ℃之间时，烧蚀速率除以口径的平方根值随着温度平稳增长，距膛线起始部3～6 cm处为膛内温度最高区域，定义该处内膛直径扩大1.7%～2.0%时身管寿命终止。

1.4 失效规律

身管的寿终失效过程3个阶段如图1所示。

1)磨合阶段：刚制造完成的全新火炮内膛表面存在微小的表面不平整现象，随着十几发到几十发弹丸的发射，凹凸不平的地方逐渐磨平，火炮的射击性能有时反而随着使用次数增加有小幅度的提升。

2)稳定损伤阶段：经过了前期发射，内膛状态逐渐稳定，开始在热、化学和机械的作用下保持基本恒定的磨损率。该阶段为持续时间最长的阶段，也是检测身管寿命的最佳时期。

3)剧烈磨损阶段：随着发射继续，身管内膛损伤不断增加，发射药气体由于密封不严，从空隙高速冲出，导致内壁被侵蚀状况更加严重，火炮性能迅速恶化，出现各种失效现象，身管寿终。

身管内膛磨损沿轴向方向的各段磨损量也有明显变化，变化规律如图2所示。距膛线起始处大约1～1.5倍口径长为最大损伤段，该处要经历弹带挤进过程，受力较大，且距离药室近；从最大损伤段末端到距膛线起始处大约10倍口径处为次要损伤段，沿着膛线方向损伤量不断减小；身管中段为均匀损伤段，损伤量较小且分布均匀；距炮口大约1.5～2倍口径为炮口损伤段，损伤量比均匀损伤段稍大，且沿炮口方向损伤量略微增长。

1.5 测量设备

目前对身管内径磨损量的测量设备主要有[4]：

1)AVL内径测量系统：由奥地利AVL公司研制，能够对测量数据实时处理，可同时测量阴、阳线内径，测头行程可满足中小口径火炮的测量需求，但难以满足大口径火炮的需求，且设备昂贵。

2)机械星型测径仪：从苏联引进，已经应用长达50年，主要由带有刻度的直管、游标、定心环、微调螺母组成，使用简便,测量可靠，但当膛内有严重损伤时无法准确定心，测试效率不高。

3)电感测径仪：由内径千分尺和电感传感器组成，测量时径向测量值通过弹簧加载的楔形体转换为轴向测量值，再通过电感传感器转化为数字信号。该仪器无法测量阴线磨损，主要适合滑膛炮。

4)伞状光栅测径仪：由双伞定心结构、窥膛传感器、测径传感器、测试连接杆、轴向定位机构等组成，系统灵敏度和定心精度较高。

内径磨损量测量技术需要研究的问题主要关注于传感器和定心结构两个方面，为提高测量精度和效率，测量方法及测量仪器在向测量方式非接触化、测试功能多样化、寿命预测准确化等几个方向发展。

2 身管失效机理

2.1 寿命的定义

如上文所述，身管失效寿终的表现形式是多种多样的，其成因也是综合而复杂的。为便于开展研究，各研究者从不同的角度出发，分别阐述了各失效形式的发生机理，建立了不同的身管寿命定义：

1)弹道寿命：弹丸初速、膛压等内弹道性能参数均随火炮的射弹数变化，下降到一定程度后不能完成作战任务。一些新型火炮的火控系统可以对弹丸初速下降量进行实时测量或预估，并对射击诸元进行修正，矫正其射击精度，但初速下降到一定程度后还会导致射程无法达到作战要求。通常身管弹道寿命要在靶场试验确定，作战部队难以进行检测。

2)疲劳寿命：火炮射击时身管内膛在综合的交变应力反复作用后表面出现裂纹并生长，最终断裂。随着现代工艺水平增长，身管的疲劳寿命远远高于弹道寿命，因此，目前的研究重点大多以烧蚀磨损为主。但在烧蚀磨损的过程中，内膛表面也存在由于局部疲劳而出现的表层破坏剥离等现象，因此疲劳问题仍然不可忽视。

3)极限寿命：当发射出现弹带削光、横弹等失效现象时，对应的寿命即为极限寿命。极限状态难以预测和检测，基本不能用于部队检测，常在机理研究中作为弹道寿命的补充内容。

4)使用寿命：主要在部队实际使用，在弹道、疲劳、极限寿命中较短者的基础上规定提前量，在完成一定数量的发射数后即认为身管寿终。

5)经济寿命：在火炮后期损伤严重，其维护、保养和维修的费用与购置新炮相当时，寿命终止。

寿命测定以弹道寿命为基本标准，其最主要寿终的原因是高温、高压火药气体的烧蚀和弹丸对内膛表面的磨损。

2.2 烧蚀磨损现象

身管内膛破坏是各方面因素的综合作用。通常，将冷热循环和化学腐蚀作用下，表面出现龟裂和剥落的现象称为烧蚀，将气体冲刷、弹带对膛线的摩擦及各种机械作用导致的内膛破坏称为磨损。烧蚀磨损同时发生，难以明确区分。

在火炮发射一定发数后，特别是大口径高膛压火炮在仅发射十几发后，就会在内膛表面生成龟裂纹；继续发射则导致龟裂纹加长变粗且数量增加，同时出现冲刷沟和烧蚀坑，最后导致身管失效寿终。整个烧蚀磨损过程可以分为两个阶段[5]：

1)网裂：在膛线起始部分出现横、纵向细纹，纹路彼此交叉形成小烧蚀网；随着射弹数增多，小烧蚀网加长扩大，形成闭合的网状裂纹，阳线导转侧棱角磨损，形成中烧蚀网；继续发射后，裂纹继续增长，变长变宽变深，形成大烧蚀网。网裂逐渐增长扩大的过程如图3所示。

2)龟裂：网裂后继续发射，各烧蚀网纵横交错，闭合裂纹加深，形成明显的裂纹，并出现烧蚀坑和冲刷沟，导致内膛凹凸不平，最后发生局部断裂、剥落乃至失效。烧蚀网裂纹的发展过程如图4所示。

2.3 烧蚀磨损机理

各类研究普遍认为身管的烧蚀磨损主要由热烧蚀、化学烧蚀和机械磨损3个方面因素引起。

2.3.1 热烧蚀

热因素在内膛烧蚀的过程中起主导作用，仅在其单独作用下就会出现内膛表面软化、熔化以及相变的现象。在射击过程中，膛压达到峰值时，内膛表面的温度可达到1 270 ℃，但表层下0.5 mm处温度只有50 ℃，产生极大的动态压应力；发射后内膛快速冷却，产生动态拉应力。交变应力反复作用导致裂纹形成。与此同时，内膛表面因高温发生急剧相变，反复形成容易和火药燃气反应的奥氏体和脆性马氏体，进一步加剧表面裂纹的形成和增长。即便身管内壁进行镀铬处理，在铬层的下表面也会由于反复循环的热作用出现变化层，导致铬层不能被很好地支撑，最终铬层龟裂失效。对热烧蚀机理深入分析，可知存在以下两类情况[6]：

1)当内膛表面温度低于其材料熔点时，火药气体与内膛表面反应生成氧化皮并被高速气流带走。

2)当内膛表面温度高于其材料熔点时，身管内膛表面发生材料融化并被火药气体冲刷掉。

内膛壁面温度不一定与火药燃气温度相同。当使用缓蚀剂等延寿技术时，则壁面温度比燃气温度低；当弹带出现漏气现象时，气体从空隙间高速流过，壁面的温度比燃气温度高。

2.3.2 化学烧蚀

发射过程中，内膛表面还会跟火药气体发生化学反应。现用的各类火药在使用时都会发生氧化和渗碳等反应，生成FeO、FeC和FeN等铁基化合物，导致内壁熔点下降，在发射温度下局部熔化并被高速火药气体冲刷掉。由于渗碳等原因导致奥氏体熔点下降形成的“白层”可以在电镜下清晰地观测到。白层中生成铁的碳化物和氧化物的反应本身就会强烈地放热，更加速了膛壁的熔化和脱离。随着射击次数的增加，渗碳体和高含碳量的奥氏体逐渐增多，导致表面粒状化并开裂，进一步加重渗碳的程度。

此外，渗氢导致的氢蚀、氢脆也是烧蚀的重要原因。如膛内的铁和水反应生成气态FeOH2，使内膛钢材蒸发。Lawton认为氢蚀主要由于渗氢后氢原子与碳反应导致炮钢脱碳[7]；Sopok等则认为炮钢的组织间隙中渗氢会降低其强度和韧性并引起裂纹，H2S等产物也会对炮钢基体造成不利影响[8]。

Kimura在研究中得到了发射药中不同化学成分对身管的热化学侵蚀程度排序[9]：

CO2>CO>H2O>H2>0>N2,

即CO2的腐蚀性最强，而N2具有保护作用。

2.3.3 机械磨损

弹丸发射开始时，在高压火药燃气作用下挤入内膛，弹带在阳线上刻槽并由阳线实现导向作用，发生严重的机械磨损；由于制造精度等原因，弹丸存在一定程度的偏心性，因此弹丸的定心部会与内膛壁面接触并造成磨损；身管膛径因烧蚀磨损不断扩大，阳线顶部和导转侧被磨损，与弹带接触的面积减小且摩擦阻力增加，导致应力增大而使磨损更加严重；气流中含有火药气体和内膛熔化、磨损冲刷下来的液态、固态生成物，也会进一步增加磨损。

热烧蚀、化学侵蚀和机械磨损3个方面的因素并非各自单独作用于膛内，而是共同作用并相互影响，综合作用的烧蚀模型可如图5所示。比如在内弹道过程中，弹带与阳线导转侧发生机械磨损后，在另一侧出现间隙，弹后的高压燃气以高达1 800 m/s的速度在间隙中通过，作用于已经烧蚀的膛面，导致内膛表面的实际温度进一步升高，在火药燃气还未达到炮钢熔点时，内膛表面就出现熔化现象并被气流带走。因此，内膛的烧蚀磨损是由多方面因素综合作用而出现的复杂现象。

3 身管寿命预测方法

由于身管失效机理是一个复杂的综合过程，无法直接以身管寿命作为预测对象，当前的研究方法大多以径向磨损量等与寿命相关的中间变量为桥梁进行预测。目前主要使用的方法分为两类：基于内弹道、熔化层或者挤进过程等理论推导的预测模型，以及基于退化数据进行数据外推的预测模型。基于理论推导的预测模型精确性较低，但不需要大量的实验数据，成本较低；基于退化数据的预测模型普遍更加精确，但需要大量试验数据，要花费较高的成本。二者中，以基于退化数据的预测模型的相关研究较多。

3.1 基于理论推导的预测模型

理论模型是在身管烧蚀机理或弹丸挤进过程的基础之上，得到寿命降低过程中各变量之间的物理数学[10]。壁温与烧蚀量之间的关系一直被认为是研究身管烧蚀模型的关键，如文献[6]中，对内膛壁面出现材料融化等情况，基于半无限大物体假设和融化层理论模型，将文献[11]的研究进一步完善，得到了身管内壁熔化层厚度的定量计算方法。

3.2 基于退化数据的预测模型

由于存在基本假设和近似处理等原因，基于理论推导的预测模型虽能给出身管烧蚀磨损量的变化趋势，但精度往往不满足需求。因此，通过射击试验得到的基于退化数据的预测模型更为常用。退化数据包括：内径磨损量、药室增长量、初速或膛压下降量、密集度变化量以及射程或射高减小量等。因为便于测量、结果准确等原因，内径磨损量得到广泛应用。

基于退化数据的预测模型，是基于射击试验数据及寿命退化情况，使用各类方法拟合出二者间的变化关系，进而实现对其寿命进行预测的目的。目前使用和集中研究的方法主要有统计学预测法、灰色系统预测法、支持向量机预测法和蒙特卡洛预测法等。

3.2.1 统计学预测法

产品寿命随时间变化呈近似指数变化关系，可用统计学中基于指数的分布进行较理想的拟合[12]，如Weibull分布用于描述磨损和老化现象，适用于身管寿命预测。但相比于其他机械产品而言，内弹道过程是瞬态过程，且每次发射膛内的烧蚀磨损量都处于非常小的数量级，对模型的要求较高，统计学预测法相对较难满足要求。

3.2.2 蒙特卡洛预测法

蒙特卡洛方法对系统随机变量进行抽样，估算系统响应函数统计量求出问题的近似解，以较高的效率解决身管寿命预测中众多因素带来的不确定性问题[13]。但该方法需要预先确定影响因素和模型，并对大量参数进行随机抽样，但通过前文分析可以看到影响烧蚀磨损的因素很多且关系复杂，因此蒙特卡洛预测法仍存在难以解决的困难。

3.2.3 灰色系统预测法

灰色系统通过处理已知部分数据，掌握系统发展规律，实现预测的目的，可以有效解决小样本数据和不确定性问题。通常火炮射击试验不能进行全寿命周期试验，且存在多种不确定因素，非常适合使用灰色系统方法进行寿命预测。灰色系统预测法计算简单，但对时序不等间距的数据不能反映其内在的发展规律，且算法鲁棒性不好，虽然内插效果较好，但外推预测会随着预测距离的增加而积累误差。一些研究者通过改进在一定程度上解决了这样的问题，但一般需要结合一些其他的方法，如神经网络算法，才能得到比较理想的结果[14]。

3.2.4 神经网络预测法

神经网络算法模仿动物的神经行为进行分布式并行信息处理。运用神经网络的自适应能力对射击试验得到的寿命退化数据进行学习，可实现身管剩余寿命的预测。各类神经网络方法中，具有良好的非线性逼近能力和泛化能力的BP神经网络模型广泛应用于身管寿命预测中，如文献[15]将BP模型用于坦克炮身管寿命预测中，结果与试验相吻合。神经网络预测法比灰色系统预测法计算量稍大，且需要足够的样本量进行学习，但预测精度理想，不受数据的不等间隔性等问题的影响。

3.2.5 支持向量机预测法

支持向量机通过定义内积函数可以将非线性问题转化为线性问题，采用结构风险最小化原则提高了泛化能力，具有较高的预测精度，能解决非线性、小样本和高维度的难题，适于进行身管寿命预测问题。如结合最小二乘法思想的最小二乘支持向量机得到了广泛的使用，并应用到了坦克身管寿命预测中[16]。但支持向量机是借助二次规划来求解支持向量，因而对大规模训练样本难以实施。另外，目前对回归向量分类机的研究较多，但对于身管寿命预测所使用的支持向量回归机的理论研究还不足够完善。

3.2.6 寿命预测研究的发展方向

以上各类方法的研究均取得了较理想的结果，但也都存在由方法本身所决定的难以解决的缺陷。因此，当前阶段研究的重点方向是对各类方法进行融合，结合不同模型的优点得到组合模型，对退化数据的发展趋势、预测残差、精度修正等进行综合求解。如文献[14]将灰色理论与神经网络相结合，文献[17]将随机有限元法与蒙特卡洛法相结合等，均能得到比各方法单独使用时更理想的预测结果。

3.3 等效全装药换算方法

在火炮实际使用的过程中，除了以正装药按照规定射速进行射击外，还会使用强装药和减装药、进行连续射击、发射不同的弹种等，此时身管的剩余寿命与已射击次数之间的关系会发生显著改变。在这种情况下，需要建立不同射击条件下的寿命与标准条件下寿命的换算关系，将身管寿命表征参数统一为标准条件。我国现行的火炮身管寿命等效全装药当量折算系数根据GJB 2975—1997制定，等效全装药系数为

Ki=[Vi/V0]×[Pi/P]1.4.

(1)

该公式在原美国等效全装药系数修正公式基础上，对装药量、发射药爆温等因素进行简化，实际误差较大，不具备指导性。如某155 mm火炮强装药射击底凹弹的等效全装药系数按公式折算为1.25，但根据实际磨损量计算得到的折算系数可达1.7以上。文献[18]分析了身管烧蚀磨损的过程，提出了一种基于膛线起始点输入的总热量和膛内输入总压力的等效全装药换算方法，算例结果与实际值基本一致，与传统的方法相比有较大改进。文献[14]对预测模型进行了补充修正。后续关于等效全装药换算的研究未见更多报道。

4 结束语

火炮发射是各方面因素综合作用的复杂过程，发射过程中膛内的恶劣环境造成身管内壁烧蚀、磨损、疲劳等现象，使身管逐渐寿终。身管的寿终机理及寿命预测是一直存在的难题，也是火炮延寿技术的基础。我国各型火炮在性能上已位列世界前列，但火炮的寿命仍与美国为首的西方先进国家有较大差距，火炮寿终机理、预测及延寿手段等研究仍需进一步深化。笔者对现阶段关于火炮身管的寿终机理和寿命预测这两方面内容进行了全面总结，为身管寿命方面的下一步研究提供了参考。