楊艷羽 徐銘澤 李 彤 趙變玲

遼寧北方華豐特種化工有限公司(遼寧撫順，113003)

引言

在武器系統(tǒng)中，輻射式延時點火具是發(fā)射發(fā)動機(jī)與主發(fā)動機(jī)之間的延時點火器件，其主要作用就是在發(fā)射發(fā)動機(jī)工作后，使主發(fā)動機(jī)按照技術(shù)指標(biāo)要求延期工作，從而使動力裝置滿足彈藥總體的技術(shù)要求。 通常使用輻射式延時點火具以保證在一定時間后能準(zhǔn)確地完成分離或爆炸作用[1-2]。 輻射式延時點火具由兩部分構(gòu)成，分別為延期點火管和隔板起爆的傳火管。 隔板起爆的傳火管能否可靠作用直接影響著武器彈藥起爆的可靠性和飛行器等分離的可靠性。

輻射式延時點火具隔板材料為1Cr18Ni9Ti 不銹鋼[3]。 1Cr18Ni9Ti 不銹鋼具有良好的塑性、韌性和沖壓性能，廣泛地應(yīng)用于航空、航天、化工、食品和醫(yī)療等各部門[4]。 王淑花等[5]對1Cr18Ni9Ti 不銹鋼低溫拉伸變形進(jìn)行了研究。 程翔等[6]對某隔板點火裝置在低溫試驗時殼體失效進(jìn)行了分析。 王科偉等[7]針對電作動器殼體在低溫環(huán)境下作用后出現(xiàn)的破口失效進(jìn)行了研究。 輻射式延時點火具結(jié)構(gòu)嚴(yán)謹(jǐn)、性能穩(wěn)定，全密封型結(jié)構(gòu)不易受潮且應(yīng)用安全。 但在大量的試驗和生產(chǎn)中，卻發(fā)現(xiàn)有傳火管失效的情況發(fā)生。 本文中，主要對某類輻射式延時點火具傳火管失效的機(jī)理進(jìn)行研究。

1 傳火管的結(jié)構(gòu)及工作原理

1.1 傳火管的結(jié)構(gòu)組成

輻射式延時點火具是由延期點火管和隔板起爆的傳火管兩部分組成。 隔板起爆的傳火管由傳火管體、輻射罩、施主裝藥和受主裝藥等4個部分組成。隔板起爆的傳火管和延期點火管兩者之間用螺紋的方式連接。 圖1 為輻射式延時點火具傳火管的結(jié)構(gòu)示意圖。

圖1 輻射式延時點火具傳火管結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of structure of the fire tube of radiant delay igniter

1.2 點火具的工作原理

輻射式延時點火具的工作原理:由與輻射式延時點火具配套的電點火管所輸入的能量點燃施主裝藥，施主裝藥爆炸產(chǎn)生的沖擊波通過隔板傳遞后引爆隔板另一側(cè)的受主裝藥，受主裝藥依次點燃延期管內(nèi)的發(fā)火藥和傳火藥，傳火藥再點燃延期管內(nèi)的延期藥，延期藥按規(guī)定時間燃燒后，點燃點火具輸出端的擴(kuò)焰藥并輸出高溫火焰能流，最終將主發(fā)動機(jī)點燃。 該類輻射式延時點火具燃燒的延期時間應(yīng)滿足330 ～420 ms 的指標(biāo)要求。

2 傳火管的失效因素

2.1 零件因素

由于輻射式延時點火具裝配過程為先裝壓施主裝藥，后放入輻射罩，再將輻射罩邊沿處涂上防潮漆，以保證輸入端的密閉性；因此，輻射罩對施主裝藥是否點燃起到關(guān)鍵性的作用。

點火具在生產(chǎn)和運輸過程中會多次受到振動影響，當(dāng)振動的頻率超出輻射式延時點火具可承受的范圍時，可能導(dǎo)致輻射罩在產(chǎn)品內(nèi)發(fā)生位移甚至脫落，堵塞傳火通道，使點火能量降低；從而影響傳火管輸入端作用，嚴(yán)重時可導(dǎo)致傳火管失效。

2.1.1 常規(guī)條件下的力學(xué)性能試驗

模擬傳火管在生產(chǎn)或運輸過程中受到的外界作用，設(shè)計了兩組力學(xué)性能試驗。

試驗流程為:振動→沖擊→外觀檢查→發(fā)火試驗。 第1 組試驗條件是根據(jù)輻射式延時點火具制造和驗收標(biāo)準(zhǔn)中給出的性能參數(shù)進(jìn)行試驗；第2 組試驗條件是在第1 組試驗條件的基礎(chǔ)上，增加了加速度或振動時間。 具體條件如表1 所示。

表1 兩組力學(xué)性能試驗的具體條件Tab.1 Test conditions for two groups of mechanical performance tests

根據(jù)表1 中給出的兩組試驗條件，分別取6 發(fā)輻射式延時點火具進(jìn)行試驗。 在放大倍數(shù)為40 倍的顯微鏡下對比兩組試驗條件下輻射罩的外觀，發(fā)現(xiàn)并無明顯變化。 對其輸入部位的尺寸進(jìn)行檢查和記錄發(fā)現(xiàn)，經(jīng)過兩組不同條件下的力學(xué)試驗后，這12 發(fā)傳火管中的輻射罩并沒有產(chǎn)生位移。

將這12 發(fā)輻射式延時點火具進(jìn)行發(fā)火測時試驗，目的是驗證經(jīng)過力學(xué)性能試驗后的傳火管是否能夠達(dá)到要求的技術(shù)指標(biāo)。 發(fā)火測時試驗時，按照斷靶的測時方法進(jìn)行連接，再將綁好靶線的輻射式延時點火具連接到發(fā)火線路上，對其通以直流電流，記錄輻射式延時點火具的燃燒時間。 見表2。

表2 發(fā)火測時試驗數(shù)據(jù)Tab.2 Fire test data ms

根據(jù)表2 數(shù)據(jù)可以看出，常溫測時結(jié)果均在要求范圍內(nèi)；但第2 組試驗的偏差遠(yuǎn)大于第1 組試驗的偏差。 由此得知，增大外界作用，會影響輻射式延時點火具延期時間的一致性。

試驗結(jié)果表明，在兩組不同的力學(xué)性能試驗條件下，輻射罩的外觀、結(jié)構(gòu)并沒有遭到破壞，且沒有發(fā)生位移變化。 進(jìn)行力學(xué)試驗后，均發(fā)火且功能也滿足要求。

2.1.2 極端條件下的發(fā)火性能試驗

輻射式延時點火具所受外界環(huán)境力除了運輸環(huán)境力和使用環(huán)境力外，還有意外環(huán)境力。 而其使用過程中遇到的環(huán)境包括自然環(huán)境和誘發(fā)環(huán)境。 因此，極端條件下的發(fā)火性能試驗?zāi)M當(dāng)輻射式延時點火具使用時受到了環(huán)境因素的影響、輻射罩已經(jīng)脫落的情況。 觀察傳火通道是否會堵塞，使點火能量降低，從而導(dǎo)致傳火管失效。

選用同一批次的20 發(fā)輻射式延時點火具，平均分成4 組。 第1 組按照正常的驗收標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行試驗，作為該批產(chǎn)品發(fā)火能力和延期時間的參照組。 取出剩余3 組傳火管中的輻射罩，將輻射罩放入發(fā)動機(jī)點火通道中，使輻射罩呈自由狀態(tài)，分別在豎直向上、豎直向下和傾斜3 種不同的狀態(tài)下進(jìn)行發(fā)火試驗。 圖2 為輻射罩脫落后不同狀態(tài)下的發(fā)火試驗。

根據(jù)上述試驗條件進(jìn)行試驗，20 發(fā)輻射式延時點火具均發(fā)火，且延期時間均在要求范圍內(nèi)。

試驗結(jié)果表明:即使在極端條件下，輻射罩已經(jīng)脫落到發(fā)動機(jī)的傳火通道，輻射罩并不會堵住傳火通道，也沒有影響點火能量，在3 種不同狀態(tài)下仍可靠發(fā)火。

根據(jù)以上試驗可以說明，零件因素并不是影響該類輻射式延時點火具傳火管失效的主要因素。

2.2 裝配因素

模擬操作工人沒有按照《安全操作工藝規(guī)程》進(jìn)行操作，從而導(dǎo)致輻射罩并沒有達(dá)到裝配要求，影響傳火管點火能量的情況。 設(shè)計了3 組點火試驗，每組5 發(fā)輻射式延時點火具。 3 組試驗條件為:第1組，將輻射罩推至高出傳火管管口約1 mm 位置(圖3)；第2 組，將輻射罩橫放于傳火管體內(nèi)(圖4)；第3 組，將無輻射罩的傳火管裝入發(fā)動機(jī)點火通道。第3 組試驗是為了驗證在點火距離增加的情況下點火的可靠性。

圖2 輻射罩脫落后不同狀態(tài)下的發(fā)火試驗Fig.2 Ignition test under different states after the radiation hood fell off

圖3 輻射罩推至高出傳火管管口的狀態(tài)Fig.3 Status of radiation hood pushed above the nozzle of fire tube

圖4 輻射罩橫放在傳火管輸入端的狀態(tài)Fig.4 Status of radiation hood placed across the input end of fire tube

根據(jù)上述試驗條件進(jìn)行了點火試驗，15 發(fā)輻射式延時點火具均發(fā)火，且延期時間均在要求范圍內(nèi)。

試驗結(jié)果表明:即使操作工人在操作過程中存在失誤，輻射罩并沒有達(dá)到裝配要求，輻射式延時點火具仍然能正常發(fā)火；因此，輻射罩的裝配因素并不是影響點火具傳火管失效的主要因素。

2.3 隔板因素

輻射式延時點火具中傳火管的起爆方式為隔板起爆，施主裝藥為起爆藥，受主裝藥為擊發(fā)藥。 常見的隔板起爆失效情況分為兩種，分別是隔板被擊穿和受主端擊發(fā)藥未點燃。 傳火管中的隔板被擊穿，會導(dǎo)致施主端開口，形成能量泄露，使受主端及延期點火序列傳火中斷，從而導(dǎo)致傳火管失效。 傳火管受主端的擊發(fā)藥未點燃的主要原因可能是變形過小，未能對受主端的擊發(fā)藥形成機(jī)械作用。 這兩種失效情況都與隔板的厚度和選用的材料有著密不可分的聯(lián)系。

2.3.1 隔板厚度

傳火管的施主裝藥底部引爆后，爆轟波通過隔板起爆受主裝藥，因此，隔板厚度是沖擊起爆的關(guān)鍵因素。 對隔板沖擊起爆過程的數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行分析可知，可靠起爆且隔板不出現(xiàn)擊穿的厚度范圍為2 ～5 mm[8]。 本文中的輻射式延時點火具隔板設(shè)計厚度為2 mm，兩邊倒角為0.3 mm。 由于設(shè)計時的隔板厚度接近下限，因此，出現(xiàn)隔板過厚導(dǎo)致受主端擊發(fā)藥未被點燃的可能性較小，但有可能出現(xiàn)因為隔板過薄導(dǎo)致被擊穿的現(xiàn)象。

取30 發(fā)點火具對其隔板厚度及倒角進(jìn)行了測量，均在要求范圍內(nèi)。 將其分別進(jìn)行常溫、高溫和低溫發(fā)火測時試驗，均可靠發(fā)火且滿足指標(biāo)要求。 因此，隔板厚度因素并不是影響該類點火具傳火管失效的主要因素。

2.3.2 隔板材料

2.3.2.1 隔板材料的力學(xué)性能

1Cr18Ni9Ti 不銹鋼的主要力學(xué)性能參數(shù)包括抗拉強(qiáng)度σb、條件屈服強(qiáng)度σ0.2、伸長率δs、斷面收縮率ψ和沖擊韌性Aku等。 表3 為1Cr18Ni9Ti 不銹鋼在不同溫度下的力學(xué)性能，熱處理方法為1 050 ℃，水冷或空冷。 表4 為1Cr18Ni9Ti 不銹鋼固溶時效處理后在不同溫度下的力學(xué)性能，熱處理方法為1 130 ～1 160 ℃，水冷后再經(jīng)800 ℃、10 h 時效。

1Cr18Ni9Ti 不銹鋼固溶時效處理后的力學(xué)性能更好。 對比表3、表4 數(shù)據(jù)，采用Matlab 軟件繪制1Cr18Ni9Ti 不銹鋼各力學(xué)性能的關(guān)系(圖5、圖6)。

由圖5(a)和圖6(a)可知，選擇熱處理方法為1 050 ℃、水冷或空冷時，隨溫度的升高，1Cr18Ni9Ti不銹鋼的σb和σ0.2逐漸降低，且σb受溫度的影響較大；δs的變化趨勢為隨溫度的升高先減小再增大；而ψ隨溫度變化不大。

圖5(b)和圖6(b)可知，選擇熱處理方法為1 130 ～1 160 ℃，水冷后再經(jīng)800 ℃、10 h 時效時，隨溫度的升高，1Cr18Ni9Ti 不銹鋼的σb、σ0.2都逐漸降低，且σb受溫度的影響較大；而δs和ψ的變化趨勢為隨溫度的升高先減小再增大。

熱處理方式對相同材料的力學(xué)性能影響較大，當(dāng)選擇不合適的熱處理方法時，隔板就有可能出現(xiàn)裂紋或者被擊穿的現(xiàn)象。 因此，熱處理方法是影響輻射式延時點火具傳火管失效的主要因素。

圖5 1Cr18Ni9Ti 不銹鋼σb 和σ0.2隨t 的變化Fig.5 Variation of σb and σ0.2of 1Cr18Ni9Ti stainless steel with t

表3 1Cr18Ni9Ti 不銹鋼在不同溫度下的力學(xué)性能Tab.3 Mechanical properties of 1Cr18Ni9Ti stainless steel at different temperatures

表4 1Cr18Ni9Ti 不銹鋼固溶時效處理后在不同溫度下的力學(xué)性能Tab.4 Mechanical properties of 1Cr18Ni9Ti stainless steel at different temperatures after solution aging treatment

當(dāng)沖擊載荷的加載速度高、作用時間短時，對隔板材料的破壞力比靜載荷要大得多。 傳火管發(fā)火時施主裝藥瞬間作用對隔板材料的破壞符合沖擊載荷特性，所以Aku比其他力學(xué)參數(shù)更能科學(xué)地表現(xiàn)此時材料的力學(xué)性能。 見表5。

表5 1Cr18Ni9Ti 不銹鋼經(jīng)過不同熱處理方法在不同溫度下的沖擊韌性AkuTab.5 Impact toughness Aku of 1Cr18Ni9Ti stainless steel at different temperatures after different heat treatment methods kJ/m2

從表5 可以看出，材料經(jīng)歷相同的熱處理方法時，Aku起初是隨溫度升高而增大的，但當(dāng)溫度超過大約550 ℃時，Aku隨溫度升高而下降。 對比兩種熱處理方法可知，熱處理方法為1 130 ～1 160 ℃、水冷后再經(jīng)800 ℃、10 h 時效的Aku比1 050 ℃水冷的Aku高。

用Aku來計算輸入端隔板被擊穿的可能性。 輸入端所用的施主裝藥質(zhì)量m為45 mg，火藥力F為0.73 kJ/g，隔板厚度h為2 mm，隔板直徑D為5 mm。 藥劑爆炸沖擊能量E初＝F×m ＝32.9 J。

隔板的抗沖擊能量

根據(jù)式(1)計算得到隔板在不同熱處理方法下，常溫、高溫和低溫環(huán)境下的抗沖擊能見表6。

表6 不同熱處理方法下，常溫、高溫和低溫環(huán)境下隔板的抗沖擊能Tab.6 Impact energy of baffle at room temperature，high temperature and low temperature after different heat treatment methods J

由表6 可知，若熱處理方法為1 050 ℃后經(jīng)過水冷或空冷，高溫和常溫條件下隔板的抗沖擊能均大于藥劑爆炸沖擊能量，但低溫條件下的抗沖擊能小于藥劑爆炸沖擊能量。 也就是說，當(dāng)傳火管在低溫環(huán)境工作時，隔板有可能會被擊穿。 而熱處理方法為1 130 ～1 160 ℃水冷后再經(jīng)800℃、10 h 時效，在高溫、常溫和低溫的環(huán)境下隔板的抗沖擊能均大于藥劑爆炸沖擊能量，即隔板不可能被擊穿。

2.3.2.2 試驗驗證

取60 個傳火管殼體，平均分為兩組。 第1 組熱處理方法為1 050 ℃，空冷；第2 組熱處理方法為1 130 ～1 160 ℃，水冷后再經(jīng)800 ℃、10 h 時效。 將這60 個殼體按《安全操作工藝規(guī)程》進(jìn)行正常裝配。 裝配完成后分別進(jìn)行常溫、高溫和低溫的發(fā)火試驗，見表7。

表7表明，在常溫和高溫條件下，兩組傳火管都能達(dá)到正常發(fā)火，且滿足指標(biāo)要求；但在低溫條件下，結(jié)果有了明顯差異。熱處理方法為1 050 ℃空冷時，低溫試驗中出現(xiàn)了隔板整體開裂從而導(dǎo)致傳火中斷的情況；但熱處理方法為1 130 ～1 160 ℃水冷后再經(jīng)800℃、10h 時效時，傳火管全部發(fā)火，且滿足指標(biāo)要求。

試驗結(jié)果可以說明，不同熱處理方法對傳火管是否能夠作用有著至關(guān)重要的影響。 因此，在使用該材料時首先應(yīng)對其力學(xué)性能進(jìn)行計算，務(wù)必要選擇適合的熱處理條件；且根據(jù)不同的使用環(huán)境，適當(dāng)?shù)靥岣邥r效處理溫度。 隨著時效處理溫度的提高，在低溫環(huán)境下的Aku也隨之提高，實現(xiàn)了耐沖擊載荷的裕度，避免出現(xiàn)施主端作用后隔板破裂、脆性斷裂甚至整體開裂，從而導(dǎo)致傳火管失效的現(xiàn)象。 與此同時，時效處理溫度提高后，該材料的拉伸率也隨之提高，施主端作用時隔板變形相對容易，從而提高了受主端擊發(fā)藥起爆的可靠性。 試驗結(jié)果與計算吻合。

表7 不同熱處理方法下，常溫、高溫和低溫環(huán)境下的發(fā)火試驗Tab.7 Ignition test at room temperature，high temperature and low temperature after different heat treatment methods

3 結(jié)論

1) 隔板材料熱處理方法是影響輻射式延時點火具傳火管失效的主要因素。 因此，在采用高強(qiáng)度不銹鋼材料時，應(yīng)對材料進(jìn)行適當(dāng)?shù)臒崽幚?，以提高產(chǎn)品的可靠性。

2)隨著溫度的升高，1Cr18Ni9Ti 不銹鋼的抗拉強(qiáng)度σb和條件屈服強(qiáng)度σ0.2都逐漸降低，且σb受溫度的影響較大。 其伸長率δs和斷面收縮率ψ隨溫度的升高先減小、再增大。

3)使用高強(qiáng)度不銹鋼材料時，應(yīng)計算該材料能夠承受的極限沖擊韌性Aku，特別是低溫環(huán)境下的Aku，從而選擇合適的熱處理方法。 隨著溫度的升高，Aku的變化趨勢為先增大、后減小。 若環(huán)境的溫度相對較低且隔板材料熱處理方法不合理，容易造成隔板被擊穿，從而造成傳火管失效。