底火體斷裂原因分析

崔 芹，楊正才，高 利，王海軍，于澤敏，賈軍華，劉永剛

(北方特種能源集團(tuán)有限公司 西安慶華公司，西安 710025)

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底火體斷裂原因分析

崔 芹，楊正才，高 利，王海軍，于澤敏，賈軍華，劉永剛

(北方特種能源集團(tuán)有限公司 西安慶華公司，西安 710025)

針對(duì)穿甲彈在生產(chǎn)定型試驗(yàn)中出現(xiàn)的底火體斷裂現(xiàn)象，通過底火體設(shè)計(jì)計(jì)算、生產(chǎn)過程控制、故障底火體檢測(cè)3個(gè)方面的排查，并采用減薄底火體退刀槽部位尺寸從而模擬底火體受損、強(qiáng)度降低的方法，驗(yàn)證了故障現(xiàn)象，查清了故障原因。結(jié)果表明：底火在安裝過程中受到較大扭力和軸向拉力的作用，底火體薄弱位置螺紋根部產(chǎn)生微裂紋機(jī)械損傷，強(qiáng)度大幅下降，從而彈藥在發(fā)射過程底火體產(chǎn)生斷裂。因此，提出改進(jìn)底火體強(qiáng)度設(shè)計(jì)和保證正確安裝使用措施，后續(xù)生產(chǎn)產(chǎn)品再未發(fā)生同類故障。

失效分析；底火體；斷裂；措施

0 引言

炮彈是指口徑在20 mm以上，利用火炮發(fā)射目標(biāo)處，以完成殺傷、爆破、侵徹、干擾等戰(zhàn)斗任務(wù)的彈藥[1]。炮彈底火是一種接受機(jī)械能或電能的刺激輸入發(fā)火、輸出火焰沖能用于點(diǎn)燃發(fā)射裝藥的引燃火工品。底火一般由底火體、發(fā)火機(jī)構(gòu)、點(diǎn)火藥和閉氣機(jī)構(gòu)組成。底火體的作用是用于組裝和緊固各內(nèi)部火工品零件、密閉高溫高壓火藥氣體、防止底火裝藥駐村受潮、承受機(jī)械電能并傳遞能量[2]。底火體應(yīng)有足夠的強(qiáng)度，要能夠承受火藥氣體的壓力，防止火藥氣體由炮閂沖出[3]。底火體在整個(gè)炮彈藥筒結(jié)構(gòu)中起著至關(guān)重要的作用。底火體的失效，輕者導(dǎo)致底火不能完成輸出功能、不能點(diǎn)燃發(fā)射裝藥，重者導(dǎo)致底火漏煙燒蝕炮栓、燒傷炮手，甚至膛炸。

本研究分析在產(chǎn)品研制過程中的炮射穿甲彈，其在進(jìn)行生產(chǎn)定型試驗(yàn)中出現(xiàn)1發(fā)炮彈發(fā)射藥筒底火在擊發(fā)時(shí)底火已經(jīng)發(fā)火，但底火輸出未點(diǎn)燃發(fā)射藥的失效案例(以下簡(jiǎn)稱故障底火)。針對(duì)故障底火的失效現(xiàn)象，主要從底火體強(qiáng)度設(shè)計(jì)、生產(chǎn)過程控制、故障底火體檢測(cè)和驗(yàn)證試驗(yàn)4個(gè)方面，利用理論分析和試驗(yàn)驗(yàn)證方法查找底火體斷裂的原因，制定有效措施供同類失效分析借鑒。

1 故障原因分析

本案例收集到的故障底火體殘片如圖1所示。通過對(duì)故障藥筒、故障底火體殘片收集和初步分析發(fā)現(xiàn)，底火底緣部分(圖2)已被打掉，螺紋部分(圖1)仍殘留在藥筒底火室內(nèi)，底火體斷口形狀參差不齊。初步判定失效模式為底火輸出威力不足和底火體斷裂。

經(jīng)過初步分析，認(rèn)為底火體斷裂原因可能來自底火體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計(jì)、生產(chǎn)過程控制、尺寸加工精度、原材料質(zhì)量、裝配工藝條件等，通過機(jī)械失效分析技術(shù)[4]進(jìn)一步進(jìn)行失效理論分析和驗(yàn)證試驗(yàn)分析，對(duì)導(dǎo)致故障的可能原因進(jìn)行排查。

圖1 故障底火體斷口照片

圖2 底火全貌圖

1.1 底火體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計(jì)算

從底火體結(jié)構(gòu)分析可知，底火體退刀槽部位就是底火斷裂部位，是底火結(jié)構(gòu)抗火藥壓力強(qiáng)度的薄弱環(huán)節(jié)。底火體結(jié)構(gòu)見圖3，對(duì)抗拉強(qiáng)度計(jì)算分析如下：

所用材料為45退火冷拉鋼，δb≥540 MPa[5]；

退刀槽部位受拉面積S=(1/4)π(D2-d2)=40.52×10-6m2；

退刀槽部位可承受拉力F=δb×S=21 881N；

最大膛壓(390MPa)時(shí)退刀槽部位所受的最大拉力載荷(外部載荷)F′=P×S′=P×πd2/4=20 037N。

通過計(jì)算可知，F(xiàn)>F′，底火體退刀槽部位設(shè)計(jì)強(qiáng)度可滿足使用要求，計(jì)算得出結(jié)構(gòu)強(qiáng)度裕度系數(shù)為1.084。通過薄弱環(huán)節(jié)強(qiáng)度設(shè)計(jì)校核，可以排除強(qiáng)度設(shè)計(jì)失誤的直接原因。

圖3 底火體結(jié)構(gòu)剖面示意圖

1.2 底火體生產(chǎn)過程控制分析

底火體用原材料為直徑φ17 mm的45鋼，符合GB/T 3078—2008標(biāo)準(zhǔn)，采購(gòu)時(shí)具有原廠合格證，進(jìn)廠后復(fù)驗(yàn)外觀、尺寸、硬度、抗拉強(qiáng)度、伸長(zhǎng)率5項(xiàng)性能指標(biāo)，并全部進(jìn)行超聲波探傷，復(fù)驗(yàn)項(xiàng)目合格，超聲波探傷材料無夾雜、裂紋等缺陷；底火體加工后全部檢驗(yàn)退刀槽尺寸并進(jìn)行磁粉探傷，零件檢驗(yàn)無尺寸超差現(xiàn)象，磁粉探傷底火體無缺陷?？梢耘懦窃牧腺|(zhì)量不合格的原因。

底火體用六軸自動(dòng)車床加工，六軸自動(dòng)車床加工精度高、質(zhì)量一致性好。底火體外形及內(nèi)部臺(tái)階孔用成形刀具一次加工而成。除工具尺寸外，其余尺寸均檢驗(yàn)合格?？梢耘懦堑谆痼w尺寸加工精度不合格的問題。

通過生產(chǎn)過程原因排查，可以確定底火體生產(chǎn)過程中沒有質(zhì)量問題。

1.3 故障底火體檢測(cè)分析

通過對(duì)故障底火體進(jìn)行斷口分析、金相組織和硬度檢驗(yàn)，分析底火體的斷裂原因。

1)宏觀斷口分析。

斷裂位置起始于底火體螺紋根部，斷面呈45°的斜斷口(圖1a)，整個(gè)斷裂面并不在一個(gè)高度平面上，斷面是按螺紋扭力擰緊方向逐漸離開螺紋根部向底火口部方向抬升，沿圓周方向形成了4級(jí)臺(tái)階狀花樣。圖1中箭頭指向是斷面逐漸抬升方向，對(duì)比圖2底火全貌圖可以看出，它與螺紋擰緊方向相同。

宏觀斷口分析表明，故障底火體首先是沿螺紋根部開始起裂，并沿著擰緊方向逐漸向口部方向抬升，底火體斷裂過程與扭力有關(guān)。

2)微觀斷口分析。

通過斷口能譜分析可見，斷面有Cu、Pb等外來元素，應(yīng)屬于爆炸熔融物質(zhì)(圖4)。將斷口進(jìn)行清洗，去除污染物，可以看出故障底火體整個(gè)斷面都是韌窩狀斷口(圖5)，該斷口為過載斷裂特征。

圖4 故障底火體清洗前的斷口形貌和能譜分析

從結(jié)構(gòu)的受力情況分析可以得出，擰緊時(shí)最大應(yīng)力則是出現(xiàn)在底火體薄壁處的螺紋根部，這正是故障底火體斷裂的起始位置。

3)表面形貌分析。

從表面觀察底火體螺紋的根部形態(tài)可知，靠近斷口的第1條螺紋的根部表面鍍層有很多微裂紋，遠(yuǎn)離斷口的螺紋根部則沒有觀察到這類裂紋(圖6)。

圖6 故障底火體表面形貌

顯然，故障底火體不同位置的螺紋根部的受力分布情況是不同的：離斷口較遠(yuǎn)位置的應(yīng)力小于材料斷裂強(qiáng)度，未出現(xiàn)微裂紋；靠近斷口附近的螺紋根部受到過較大的應(yīng)力，斷口部位受的應(yīng)力最大，且大于材料斷裂強(qiáng)度，出現(xiàn)了許多微裂紋。

4)金相分析。

在底火體螺紋部分沿長(zhǎng)軸方向截取剖面試樣，檢驗(yàn)其金相組織。材料基體組織為鐵素體+粒狀珠光體(圖7a)，鐵素體晶粒沿長(zhǎng)軸方向有輕微拉長(zhǎng)(圖7b)，表明底火體材料是45#鋼經(jīng)球化退火處理后的冷拉狀態(tài)，未發(fā)現(xiàn)金相異常缺陷，可以排除金相組織異常造成底火體斷裂的原因。

圖7 底火體基體組織結(jié)構(gòu)

5)硬度檢驗(yàn)。

用顯微硬度計(jì)在金相試樣上測(cè)試材料硬度值在HV 179～191之間，根據(jù)GB/T 1172—1999換算成HRB和抗拉強(qiáng)度，約位HRB 90.5，抗拉強(qiáng)度約為624 MPa，滿足強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求(≥540 MPa)?？梢耘懦捕炔粔?qū)е聰嗔训脑颉?/p>

通過宏觀斷口分析、微觀斷口分析、表面形貌分析、金相分析、硬度檢驗(yàn)，斷裂故障與底火體的安裝擰緊力方向、螺紋根部應(yīng)力集中位置、局部拉應(yīng)力大于材料抗拉強(qiáng)度有關(guān)，與材料的金相組織、硬度無關(guān)。

2 故障再現(xiàn)驗(yàn)證試驗(yàn)情況

2.1 驗(yàn)證試驗(yàn)情況

由于試驗(yàn)條件有限，無法模擬底火體安裝過程中較大擰緊力矩的驗(yàn)證試驗(yàn)。故通過有意降低螺紋根部強(qiáng)度，即減薄底火體退刀槽尺寸的方法，進(jìn)行底火點(diǎn)火傳火和強(qiáng)度失效驗(yàn)證試驗(yàn)，情況見表1。

驗(yàn)證試驗(yàn)表明：底火只有在退刀槽部位強(qiáng)度特別低，以及傳火通道不暢的情況下，才會(huì)同時(shí)出現(xiàn)底火不能點(diǎn)燃發(fā)射藥而底火體斷裂的情況。只有第6組驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果與本研究的故障底火失效模式相同。

2.2 驗(yàn)證試驗(yàn)斷裂件的斷口分析

驗(yàn)證試驗(yàn)斷裂件的低倍斷口見圖8，為完全的45°的斜斷口，斷面上沒有臺(tái)階狀花樣，屬一次性剪切斷口。其微觀斷口形貌如圖9所示，圖中是將炸開的底火體底部反轉(zhuǎn)過來拍攝的斷口照片，起裂位置在底火體底部直角邊處，典型的剪切型韌窩表明具有過載斷裂特征。

圖8 驗(yàn)證試驗(yàn)斷裂件的低倍斷口

圖9 驗(yàn)證試驗(yàn)斷裂件的微觀斷口形貌

3 分析與討論

經(jīng)金相組織觀察和硬度檢驗(yàn)表明，故障底火體材料為45鋼經(jīng)球化退火后的冷拉狀態(tài)，材料基體組織為鐵素體+粒狀珠光體，金相組織正常。材料硬度值為HV 179～191，換算成抗拉強(qiáng)度，約為624 MPa，大于強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。

斷口分析表明，故障底火體斷裂首先是沿螺紋根部起裂，并順著擰緊方向逐漸開裂，形成沿圓周方向臺(tái)階狀花樣斷口，表明故障底火斷裂過程受到擰緊扭力和拉應(yīng)力的影響。而驗(yàn)證試驗(yàn)斷裂件是由底火內(nèi)側(cè)底部直角邊附近起裂的，斷面圓周方向沒有臺(tái)階狀花樣斷口，為爆炸壓力一次性剪切斷裂的斷口。二者均具有過載斷裂特征。

通過有限元分析方法研究表明，底火體的最大應(yīng)力處于底火體中間部分的倒角處和棱角處(即底火體退刀槽根部及內(nèi)腔棱角和倒角處)[6]、底火強(qiáng)度最薄弱區(qū)域?yàn)榈撞恐行奶嶽7]與故障底火體故障部位區(qū)域一致。

4 底火故障機(jī)理分析

在底火體成形和裝配過程中，成形加工過程受到徑向車削應(yīng)力，注塑過程受到軸向壓力，成品收口時(shí)受到軸向壓力，底火從零部件加工到成品裝配始終并未受到扭力和軸向拉力的作用，只有裝配到藥筒過程受到扭力和軸向拉力作用，底火在點(diǎn)傳火作用過程中也受到軸向拉力作用。

底火裝配到藥筒過程是：第1步將一鉛圈(在藥筒和底火之間起密封作用)放入藥筒底火室底部，第2步在底火螺紋部位涂密封膠并將涂過密封膠的底火放在上彈機(jī)上，第3步由上彈機(jī)完成底火和藥筒裝配。上彈機(jī)為螺紋旋緊裝置，裝配過程未設(shè)定力矩，上彈機(jī)可以克服裝配過程中的阻力(鉛圈未放到位堵住傳火孔、底火位置不正等)加大力矩直到將產(chǎn)品擰緊到位，底火在安裝過程中受到較大扭力和軸向拉力的作用。底火發(fā)火時(shí)產(chǎn)生了較高的火藥壓力，高壓氣體無法從被鉛圈堵塞的藥筒傳火孔通過，在較大的擰緊力矩拉應(yīng)力和火藥產(chǎn)生的壓力作用下造成底火體損傷處發(fā)生斷裂，并同時(shí)大大降低了點(diǎn)火室的點(diǎn)火壓力，從而未能點(diǎn)燃發(fā)射裝藥。驗(yàn)證試驗(yàn)底火也驗(yàn)證了在底火體退刀槽部位強(qiáng)度大大降低情況下自身發(fā)生斷裂而未能點(diǎn)燃發(fā)射裝藥，與故障底火現(xiàn)象一致。

根據(jù)底火受力和故障機(jī)理分析，安裝擰緊力矩過大和底火未能正確安裝使用是導(dǎo)致底火體斷裂的主要原因。

5 改進(jìn)措施

根據(jù)以上故障分析，改進(jìn)措施主要圍繞提高底火體退刀槽強(qiáng)度，以及增加安裝使用力矩指標(biāo)兩個(gè)方面進(jìn)行。

5.1 提高底火體退刀槽壁厚

1)更改前后的抗拉強(qiáng)度計(jì)算。

2) 更改前后的扭矩Mn計(jì)算。

扭矩Mn與剪切強(qiáng)度τ的關(guān)系[8]為

(1)

式中：τ為剪切強(qiáng)度，MPa，與抗拉強(qiáng)度的比例常數(shù)(一般為0.6～0.8)，取0.6；D為退刀槽處外徑尺寸，mm；d為退刀槽處內(nèi)徑尺寸，mm。

根據(jù)計(jì)算，更改前Mn1=55.37 N·m，更改后Mn2=67.11 N·m，即增加壁厚后，底火體退刀槽扭矩提高(Mn2-Mn1)/Mn1=(67.11-55.37)/ 55.37= 21.20%。

1.2 完善技術(shù)文件

在使用說明書中增加安裝底火扭矩限制指標(biāo)不大于30 N·m(設(shè)計(jì)計(jì)算扭矩安全系數(shù)一般取1.5～2.0)，保證其正確安裝使用。

6 結(jié)論

1) 底火體斷裂原因是底火在安裝過程中受到較大扭力和軸向拉力的作用，且設(shè)計(jì)安全裕度較低，彈藥發(fā)射過程出現(xiàn)底火體斷裂。

2) 通過提高設(shè)計(jì)強(qiáng)度和加強(qiáng)裝配工藝控制，后續(xù)生產(chǎn)的100余萬發(fā)產(chǎn)品未再發(fā)生同類故障，證明了故障底火的故障原因定位準(zhǔn)確，采取措施有效。

[1] 王儒策. 彈藥工程[M]. 北京:北京理工大學(xué)出版社,2002:29.

[2] 陶春虎,劉高遠(yuǎn),恩云飛,等. 軍工產(chǎn)品失效分析技術(shù)手冊(cè)[M]. 北京:國(guó)防工業(yè)出版社,2009:919-920.

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[5] 全國(guó)鋼標(biāo)準(zhǔn)化技術(shù)委員會(huì). GB/T 3078—2008 優(yōu)質(zhì)結(jié)構(gòu)鋼冷拉鋼材[S]. 北京:中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社,2008:5.

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[7] 張黎明. 底火及其零部件的強(qiáng)度分析與模擬[D]. 南京:南京理工大學(xué),2003:35.

[8] 梅鳳翔. 工程力學(xué)[M]. 北京:高等教育出版社,2012:321.

Fracture Reason Analysis of Primer Body

CUI Qin，YANG Zheng-cai，GAO Lin，WHANG Hai-jun，YU Ze-min，JIA Jun-hua，LIU Yong-gang

(NorthSpecialEnergyGroupCo.,Ltd.,Xi’anQinghuaCompany,Xi’an710025,China)

During the production qualification test, the primer body of an armor-piercing shell fractured. In order to find out the failure cause, the design of primer body was recalculated, the production process was checked, and macro and micro observation, microstructure examination and hardness testing were carried out. In addition, damage simulation testing was performed by reducing the size of the tool withdrawal groove area. The results show that because of the effect of excessive torsion and axial tension during the process of assembly, micro cracks initiated at the thread root, resulting in fracturing of the primer body during the process of shooting. Based on the analysis result, some measures were put forward to improve the strength design and ensure proper assembly. As a result, similar primer failures have been prevented.

failure analysis; primer body; fracture; improving measures

2016年3月21日

2016年5月30日

崔芹(1968年-)，女，碩士，高級(jí)工程師，主要從事火工品技術(shù)等方面的研究。

TJ45

A

10.3969/j.issn.1673-6214.2016.03.012

1673-6214(2016)03-0190-06