某隔板點(diǎn)火裝置傳爆過程殼體失效分析*

程 翔，黃少波,2，邢國(guó)強(qiáng),2，沈 欣

(1 中國(guó)空空導(dǎo)彈研究院，河南洛陽(yáng) 471009；2 航空制導(dǎo)武器航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河南洛陽(yáng) 471009；3 駐中國(guó)空空導(dǎo)彈研究院軍事代表室，河南洛陽(yáng) 471009)

0 引言

點(diǎn)火裝置是固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的重要件，點(diǎn)火裝置要求能夠正常工作，安全可靠的點(diǎn)燃發(fā)動(dòng)機(jī)裝藥，并在發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中確保承壓、密封、絕熱。點(diǎn)火裝置的工作是否正常直接影響著武器彈藥的點(diǎn)火或起爆的安全性和可靠性。

某隔板點(diǎn)火裝置已交付多個(gè)批次，出廠試驗(yàn)均工作正常且試驗(yàn)后點(diǎn)火裝置結(jié)構(gòu)完整，但有一發(fā)點(diǎn)火裝置在低溫(-55℃)單路發(fā)火時(shí)發(fā)生點(diǎn)火具殼體炸裂現(xiàn)象，該情況在裝機(jī)狀態(tài)下將導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)竄火的災(zāi)難性后果。

文中對(duì)點(diǎn)火裝置殼體經(jīng)仿真分析、壁厚測(cè)量、成分分析、工藝復(fù)查、力學(xué)性能測(cè)試、金相檢驗(yàn)、斷口分析等方法，找出了點(diǎn)火裝置殼體失效原因。

1 殘骸檢查與故障樹

1.1 殘骸檢查

故障產(chǎn)品(以下簡(jiǎn)稱失效件)見圖1，靠近底部螺紋處有一塊殘片與殼體局部相連，其余部位與殼體撕裂分裂，并向外翹曲，靠近殼體螺紋處翹曲最大，該位置對(duì)應(yīng)于起爆器。殼體材料為0Cr17Ni4Cu4Nb，執(zhí)行標(biāo)準(zhǔn)GJB2294A—2014，毛坯熱處理要求HRC35～40。

觀察裂紋發(fā)現(xiàn)：殼體裂紋斷面可見明顯人字紋，斷口附近塑性較小，所有斷面微觀均為準(zhǔn)解理、韌窩混合斷裂形貌，以上是過載破裂失效的典型特征。

1.2 故障樹

由殘骸檢查認(rèn)為失效件殼體的承壓能力不足，文中研究采用工程分析中的故障樹方法排查[1-2]，圖2為排查所用故障樹。

針對(duì)故障樹的各個(gè)因素，開展了仿真分析、理化檢驗(yàn)等相關(guān)工作。

2 爆轟過程分析

由于隔板起爆的爆轟過程是對(duì)殼體施加瞬時(shí)沖擊載荷，應(yīng)首先分析藥量異常情況下爆轟能量的影響[3-4]。對(duì)失效件進(jìn)行解剖，另一路未起爆序列的藥劑、藥量無(wú)異常，結(jié)合生產(chǎn)記錄復(fù)查結(jié)果表明起爆序列的藥劑、藥量正常，可排除藥劑、藥量因素。

針對(duì)設(shè)計(jì)強(qiáng)度裕度不足的情況，對(duì)120%藥量的隔板起爆序列進(jìn)行爆轟過程仿真分析。翹曲最大處的沖擊波時(shí)間-壓力曲線見圖3，內(nèi)壓最大時(shí)殼體MISS STRESS分布見圖4。

仿真計(jì)算表明殼體最大應(yīng)力為664.2 MPa，當(dāng)殼體材料熱處理硬度不小于HRC35時(shí)(對(duì)應(yīng)屈服強(qiáng)度不小于1 000 MPa)，殼體強(qiáng)度裕度不小于1.5；且由于傳爆過程約4 μs，材料本身的塑性變形即可吸收瞬間作用的爆炸能量，故排除強(qiáng)度裕度不足的因素。

3 理化檢驗(yàn)

3.1 加工缺陷

對(duì)失效件裂紋源區(qū)進(jìn)行尺寸測(cè)定和X光檢驗(yàn)，該處壁厚正常，且沒有加工缺陷與異常損傷，可排除加工缺陷。

3.2 化學(xué)成分分析

將前批試驗(yàn)合格產(chǎn)品的點(diǎn)火具殼體殘骸作為對(duì)比件，通過火花直讀光譜分析表明失效件和對(duì)比件的材料化學(xué)成分均符合GB2294A—2014要求[5]，說明失效與材質(zhì)無(wú)關(guān)，可排除材料成分因素。

3.3 力學(xué)性能測(cè)試

復(fù)查生產(chǎn)工藝時(shí)發(fā)現(xiàn)：前期交付的產(chǎn)品(含對(duì)比件)均采用電阻爐進(jìn)行熱處理，故障批產(chǎn)品因材料廠家因素，采用真空爐進(jìn)行熱處理，熱處理工藝存在不同。

對(duì)比件毛坯熱處理工藝為：電阻爐固溶1 040 ℃/60 min→水冷→540 ℃/240 min時(shí)效處理→空冷。

失效件毛坯熱處理工藝為：真空固溶650 ℃/100 min→860 ℃/90 min→1 040 ℃/150 min→氮?dú)饫鋮s，540 ℃/240 min時(shí)效處理(保溫有效時(shí)間180 min)→空冷60 min，540 ℃/240 min第二次時(shí)效處理(保溫有效時(shí)間180 min)→空冷60 min。

按照GB/T4340.1—2009及GB/T1172—1999對(duì)失效件及對(duì)比件進(jìn)行硬度測(cè)試見表1，結(jié)果顯示對(duì)比件滿足技術(shù)要求，但失效件的硬度明顯超過上限，導(dǎo)致材料偏脆性，不利于抵抗爆炸作用力。

表1 硬度測(cè)試結(jié)果

按照GB/T228.1—2010對(duì)失效件同批鋼棒進(jìn)行拉伸試驗(yàn)見表2，結(jié)果顯示：失效件的拉抻性能、標(biāo)稱的時(shí)效處理?xiàng)l件與GJB2294A的規(guī)定不匹配，屈服強(qiáng)度大幅度低于下限，不利于抵抗爆炸作用力。

表2 失效批材料室溫拉伸性能參數(shù)

從失效件同批鋼棒進(jìn)行室溫、-55℃沖擊性能測(cè)試，結(jié)果顯示0Cr17Ni4Cu4Nb在-55℃條件下沖擊韌性下降到常溫條件下的70%左右(見表3)[6-7]，低溫條件下該材料的抗沖擊能力將進(jìn)一步下降。

表3 故障分析棒材樣件沖擊性能檢測(cè)

3.4 金相檢驗(yàn)

對(duì)失效件、對(duì)比件的材料取樣進(jìn)行金相分析(見圖5)，其分析結(jié)果如下：

1)失效件基體組織為粗大索氏體，因固溶溫度偏高，晶粒較粗大，晶粒度約5級(jí)；縱向截面組織為回火馬氏體，可見少量點(diǎn)狀析出相，局部可見雜物；

2)對(duì)比件基體組織為保持馬氏體位向的索氏體及條狀和塊狀未溶解的鐵素體，均勻分布較密集的點(diǎn)狀析出相，晶粒度約8.5級(jí)；縱向截面組織為回火馬氏體與軸向分布的條狀鐵素體，均勻分布較密集的點(diǎn)狀析出相。

以上對(duì)比可見：失效件金相組織中點(diǎn)狀析出相明顯偏少，脆性明顯較大，抗沖擊載荷能力偏低[8]。

對(duì)失效件殘片上軸向取試樣再人為打斷，斷口微觀形貌見圖6。打斷過程發(fā)現(xiàn)試樣單向彎折不到90°便已斷裂，斷口兩側(cè)剪切唇為剪切韌窩，斷口中部部分?jǐn)嗝鏋闇?zhǔn)解理、韌窩混合斷裂特征；對(duì)比件試樣雙向彎折至90°方斷裂，整個(gè)斷面均為韌窩特征；表明對(duì)比件塑性明顯好于失效件。

4 失效分析

因熱處理工藝發(fā)生改變，使殼體毛坯在真空爐進(jìn)行熱處理時(shí)，殼體組織晶粒較粗大，晶粒度3.5～6級(jí)，硬度大幅度超出技術(shù)要求上限，造成殼體塑性差，沖擊韌性低，且低溫環(huán)境下材料抗沖擊能力進(jìn)一步下降，導(dǎo)致了點(diǎn)火具殼體在傳爆過程中發(fā)生過載破裂。

當(dāng)材料毛坯更換回為電阻爐熱處理后，所研制的多批產(chǎn)品試驗(yàn)均滿足要求，有效的消除了該故障。

5 結(jié)論

熱處理工藝的變更導(dǎo)致點(diǎn)火具殼體材料硬度偏高、偏脆，使材料屈服強(qiáng)度和抗沖擊能力大幅度降低，低溫狀態(tài)下材料抗沖擊能力又進(jìn)一步下降，以上因素導(dǎo)致了傳爆過程點(diǎn)火具殼體炸裂。

材料采用電阻爐熱處理工藝后，有效的消除了殼體失效故障。