某艦炮瞄準裝置ZL205A底座斷裂原因分析

毛 軍，王劍安，張 蕾，梁春棟，汪 瑋，張文興

(1.西北機電工程研究所，陜西 咸陽 712099；2.中央軍委裝備發(fā)展部裝備技術合作局，北京 100000；3.中國人民解放軍第四八零八工廠軍械修理廠，山東 青島 266042；4.湛江艦船裝備技術保障大隊，廣東 湛江 524000)

某型艦炮瞄準裝置安裝于艦船主甲板船舷邊，露天布置。在裝艦使用3年后，該型裝備陸續(xù)出現(xiàn)射擊時底座斷裂故障，故障現(xiàn)象相同。該底座的材料為ZL205A鑄造鋁合金，S鑄造、T6狀態(tài)、Ⅱ類鑄件。為查明斷裂原因，將裝備分解，對斷裂底座進行了全面的檢查、檢測、分析和判斷。

1 強度校核

采用設計定型試驗中射擊試驗時的最大實測值加速度121g和脈寬0.75 ms、沿側向施加載荷，對底座的動態(tài)強度進行有限元分析校核計算。計算模型是包括底座、安裝基座、螺釘、銷釘?shù)冉Y構的組件整體，經等效質心后導入ANSYS Workbench中，定義接觸、約束底座底面3個方向的位移，采用高階二次單元劃分網絡[1]，并對底座底部進行網格加密處理，結果顯示底座的最大應力出現(xiàn)在銷釘孔的棱邊，最大等效應力為387 MPa，小于材料ZL205A的抗拉強度470 MPa[2]，安全系數(shù)為1.2，滿足使用要求，如圖1、2所示。

2 理化分析

2.1 宏觀檢查

斷裂底座的宏觀形貌如圖3所示，斷裂部位在底部螺釘、銷釘連接處。底面嚴重腐蝕，表面有白色粉沫、蝕坑、裂紋，未見明顯的塑性變形，腐蝕形貌如圖4所示。

2.2 力學性能檢測

按GB/T 9438—2013《鋁合金鑄件》的規(guī)定，對未腐蝕部位取力學性能試樣進行檢測，試樣抗拉強度和伸長率的平均值分別373 MPa、3.3%，不低于GB/T 1173—2013《鑄造鋁合金》的規(guī)定值470 MPa、3%的65%和40%，試樣檢測結果如表1所示。

表1 試樣力學性能檢測結果

2.3 化學成分檢測

對未腐蝕部位取化學成分試樣進行檢測，除雜質元素Si含量超標，其余均符合GB/T 1173—2013《鑄造鋁合金》的規(guī)定要求，試樣檢測結果如表2所示。

表2 試樣化學成分檢測結果 單位：%

2.4 金相分析

沿壁厚方向的截面斷口取金相試樣，拋光后在顯微鏡下觀察，基體內存在較多的疏松缺陷，如圖5所示。

按照JB/T 7946.3—1999《鑄造鋁合金針孔》規(guī)定進行宏觀檢驗，試樣經腐蝕、清洗、干燥后對照分級標準圖片作目視比較，確定試樣的針孔度等級為5級，等級較低。斷口部分區(qū)域發(fā)生腐蝕，有沿斷口表面向基體內部延伸的裂紋，試樣表面整體被腐蝕減薄，局部區(qū)域已發(fā)展成大的蝕坑，存在沿晶界特征的晶間腐蝕，并且在蝕坑的底部晶間腐蝕裂紋向下發(fā)展，呈網狀或鋸齒狀分布，裂紋尖端呈分叉形貌，如圖6所示。

采用混合酸侵蝕后觀察，沿斷口表面向基體延伸的裂紋沿晶界擴展，裂紋呈分叉形貌，具有應力腐蝕特征，如圖7所示。試樣金相組織為：α(Al)+彌散相+塊狀化合物相，按照JB/T 7946.4—1999《鑄造鋁合金金相鑄造鋁銅合金晶粒度》規(guī)定進行顯微檢驗，單位面積晶粒數(shù)約為22個/mm2，確定試樣的晶粒度等級為3.5級，晶粒大小適中，如圖8所示。

2.5 掃描電鏡形貌觀察及能譜分析

對斷裂底座表面腐蝕形貌及覆蓋的腐蝕產物進行觀察，部分區(qū)域腐蝕產物已發(fā)生龜裂、脫落，腐蝕坑內可見裂紋沿晶界擴展，并且有分叉現(xiàn)象。對表面腐蝕產物進行能譜分析，結果如圖9所示，產物中各元素的重量百分比含量Wt及原子數(shù)百分含量At如表3所示。

表3 底座表面腐蝕產物中各元素含量 單位：%

將斷口經超聲波清洗后置入掃描電子顯微鏡下觀察，斷口大部分區(qū)域被腐蝕產物覆蓋，部分區(qū)域及螺釘孔附近斷口形貌顯示沿晶特征，為沿晶開裂。對腐蝕產物進行能譜分析，結果如圖10所示，產物中各元素的重量百分比含量Wt及原子數(shù)百分含量At如表4所示。

表4 斷口表面腐蝕產物中各元素含量 單位：%

2.6 XRD物相分析

對底座表面腐蝕產物進行X射線衍射(XRD)物相分析，腐蝕產物樣品的衍射圖譜顯示腐蝕產物主要是以Al(OH)3和金屬Al的形式存在。

2.7 透射電鏡分析

采用透射電鏡對試樣晶內、晶界析出相分析，試樣晶內有細小彌散的析出相，能譜分析顯示如圖11所示，其中Al的重量百分比含量Wt=88.87%、原子數(shù)百分含量At=94.88%，Cu含量Wt=10.32%、At=4.68%，晶內析出相主要為Al2Cu相。

試樣晶界析出相被腐蝕而發(fā)生脫落，可看出晶界析出相呈連續(xù)分布，如圖12所示。

3 分析與判斷

3.1 斷裂原因初步分析

通過對底座強度的有限元分析校核的理論計算，再根據(jù)裝備在工廠鑒定試驗時6 300余發(fā)射擊、在設計定型試驗時約5 000發(fā)射擊的全壽命實彈射擊試驗考核驗證，以及在多個海域的多種海情、海況下持續(xù)9個月的設計定型部隊海上試驗考核驗證，底座均未發(fā)生開裂、斷裂故障，由此可確定底座的設計強度(安全系數(shù))能夠滿足裝備使用要求，在正常狀態(tài)下底座不會發(fā)生斷裂。

力學性能檢測表明，底座的未腐蝕部位力學性能符合GB/T 9438—2013《鋁合金鑄件》規(guī)定的Ⅱ類鑄件要求。

通過宏觀檢查、金相分析、掃描電鏡形貌觀察及能譜分析、XRD物相分析和透射電鏡分析，可確定底座底部發(fā)生嚴重腐蝕，有晶間腐蝕、應力腐蝕裂紋產生，裂紋不斷擴展、向基體內延伸。

由以上分析可初步判斷底座斷裂是腐蝕所致。

3.2 斷裂原因深入分析

3.2.1 電偶腐蝕

該裝備安裝到位后，底部螺釘、銷釘部位存在縫隙，縫隙無防護且螺釘、銷釘與底座未隔離。Fe的電極電位為-0.58 V，Al的電極電位為-0.85 V，兩者直接接觸且電極電位差較高，電位差滿足電偶腐蝕的電位差條件[3]，在海水中形成宏電池，產生電偶電流，使低電位的陽極金屬Al釋放離子而加速溶解，高電位的陰極金屬Fe吸收離子而減速溶解，即產生電偶腐蝕。電偶腐蝕不但能對底座產生加速的腐蝕損壞，還會誘發(fā)危害性更加嚴重的應力腐蝕和縫隙腐蝕[4]。

3.2.2 縫隙腐蝕

該裝備安裝到位后，底座底面與安裝面之間存在縫隙，縫隙無防護且底面無涂層保護。裝備在艦船的舷邊位置，經常有海浪打到裝備上，海水流入縫隙后通過人工清除非常困難。海水長期浸蝕導致底面發(fā)生縫隙腐蝕。宏觀檢查發(fā)現(xiàn)底面出現(xiàn)的嚴重腐蝕，其原因主要即為縫隙腐蝕。底面的縫隙腐蝕在專項環(huán)境試驗中也得到了復現(xiàn)和驗證。

縫隙腐蝕是一種電化學腐蝕，分為初期和后期兩個階段。初期縫隙內整個金屬表面發(fā)生腐蝕，陽極溶解Al→Al3++3e-和陰極還原O2+2H2O+4e-→ 4OH-.隨著縫隙內因擴散困難使得氧逐漸減少，氧化還原反應慢慢停止。后期縫隙內缺氧縫隙外富氧，形成供氧差異電池?？p隙內金屬Al仍在繼續(xù)溶解為Al3+，Al3+過剩，于是縫隙外的Cl-向內遷移，以保持電荷的平衡；同時陰極過程在縫隙外重新啟動，縫隙內產生的金屬鹽開始水解:

AlCl3+3H2O=Al(OH)3↓+3HCL，

使pH值降至2～3，這又加速了縫隙內金屬Al的溶解，也加速了縫隙外相鄰表面的氧還原，使外表面得到陰極保護，而縫隙內金屬腐蝕加速。縫隙內Al3+進一步過剩后，又更加促進了Cl-的遷入，產生自催化效應[5-6]。

3.2.3 晶間腐蝕

金相分析顯示，底座存在沿晶界特征的晶間腐蝕。底座材料為ZL205A，為Al-Cu系鑄造鋁合金，它具有晶間腐蝕的敏感性[7-8]。該底座選材時主要考慮其高強度特點和裝備減重的要求，而未過多關注其材料晶間腐蝕傾向。

晶間腐蝕的機理是，材料基體內電位較高的雜質元素與電位較低的沿晶界產生的無沉淀析出帶形成微電池，造成無沉淀析出帶溶解、晶界腐蝕[9]。晶間腐蝕發(fā)生后，腐蝕沿著晶粒的邊界或鄰近區(qū)域發(fā)展，產生沿晶裂紋，晶粒間的結合被破壞，材料的力學性能大幅降低。

3.2.4 應力腐蝕

金相分析顯示，沿斷口表面向基體延伸的裂紋具有應力腐蝕特征。

底座在鑄造和機加后會產生殘余應力，底部螺釘、銷釘連接處會受到應力，腐蝕產物的沉積、擠壓會產生應力，應力與海水共同作用時，應力的差別導致材料內部形成電位差，致使底座發(fā)生應力腐蝕[10]。應力腐蝕裂紋在材料內部擴展，使底座結構強度大大下降，最終發(fā)生突然斷裂。

3.2.5 腐蝕疲勞

在腐蝕的過程中，陽極鋁釋放離子而溶解Al→Al3++3e-，陰極H+吸收離子而析氫3H++3e-→3/2 H2↑，這便使材料的部分塑性損失，表面能降低，脆性增加，產生氫脆，導致材料腐蝕疲勞[11]。

3.3 斷裂原因

由以上分析可知，該裝備底座底面無涂層保護、縫隙無防護、螺釘銷釘與底座未隔離，底座材料具有腐蝕敏感性，材料中雜質超標，鑄件質量不高、內部存在缺陷，裝備使用環(huán)境條件惡劣，維護保養(yǎng)困難等，這些因素共同作用導致了底座在長期受到海水侵蝕后，發(fā)生電偶腐蝕、縫隙腐蝕、晶間腐蝕、應力腐蝕和腐蝕疲勞，使底座內部產生裂紋、力學性能下降、表面能降低，最終在艦炮射擊的沖擊、振動下發(fā)生突然斷裂。

通過對ZL205A材料試樣和瞄準裝置底座同時進行的專項環(huán)境試驗，包括酸性鹽霧-太陽輻射-模擬海水飛濺-沖擊振動4個子試驗的循環(huán)，共持續(xù)1 440 h，結果顯示隨著時間增長，ZL205A試樣出現(xiàn)腐蝕并不斷加劇，其抗拉強度呈現(xiàn)明顯下降趨勢，最終降至240 MPa.試樣的抗拉強度、屈服強度、斷后伸長率和彈性模量的保持率均呈下降趨勢，分別降至70%、79%、56%和90%，表明腐蝕已嚴重影響了ZL205A的力學性能。瞄準裝置底座在試驗中復現(xiàn)了腐蝕的產生及發(fā)展過程。

理論分析與試驗驗證同時表明腐蝕是引起底座斷裂的真正原因。

4 改進措施

通過以上分析可知底座斷裂是腐蝕所致，為了避免腐蝕、防止底座發(fā)生斷裂，可采用以下措施進行改進：

1)增加防護措施，采用微弧氧化+涂漆+涂膠的體系工藝進行防護，避免腐蝕發(fā)生。

2)優(yōu)選材料，采用ZL114A(Al-Si合金)替代ZL205A(Al-Cu合金)，避免材料的晶間腐蝕敏感性。

3)優(yōu)化結構，減小殘余應力，避免應力腐蝕。對銷釘孔的棱邊進行倒圓角處理，減小尖角引起的應力集中[12]，進一步提高底座結構的整體強度。

4)優(yōu)化加工工藝，更換鑄造廠家，提高鑄件質量，消除腐蝕隱患。

5 結束語

隨著我國艦船裝備防腐技術的研究與發(fā)展，對Al-Cu系鑄造鋁合金的認識越來越深入，其易發(fā)生晶間腐蝕的特性越來越被重視。在艦船裝備中選用Al-Cu系鑄造鋁合金時，應特別關注腐蝕防護，應盡量在艙內或防護罩中使用，如果露天使用則必須采取針對電偶腐蝕、晶間腐蝕、縫隙腐蝕和應力腐蝕等的防護措施，可采用多涂層防護和濕式涂膠密封隔離，并嚴格對易腐蝕部位進行定期檢查、維護和保養(yǎng)。