辐射式延时点火具传火管失效机理研究.pdf

ｄｏｉ１０. ３９６９/ ｊ. ｉｓｓｎ. １００１-８３５２. ２０２１. ０１. ００４ 辐射式延时点火具传火管失效机理研究 ❋ 杨艳羽 徐铭泽 李 彤 赵变玲 辽宁北方华丰特种化工有限公司辽宁抚顺，１１３００３ [摘 要] 利用理论计算、试验数据对影响辐射式延时点火具传火管失效的因素进行了研究。 结果表明隔板材 料热处理方法是影响传火管失效的主要因素。 采用 Ｍａｔｌａｂ 软件，得到了不同热处理方法在不同温度下隔板材料 １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不锈钢力学性能参数的变化规律随着温度的升高，抗拉强度和条件屈服强度都逐渐降低，且抗拉强度 受温度的影响较大;伸长率、断面收缩率和冲击韧性的变化趋势为先减小、再增大。 [关键词] 辐射式延时点火具;隔板起爆;１Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不锈钢;失效 [分类号] ＴＪ４５ Ｆａｉｌｕｒｅ Ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｏｆ Ｆｉｒｅ Ｔｕｂｅ ｏｆ Ｒａｄｉａｌ Ｄｅｌａｙｅｄ Ｉｇｎｉｔｅｒ ＹＡＮＧ Ｙａｎｙｕ， ＸＵ Ｍｉｎｇｚｅ， LＩ Ｔｏｎｇ， ＺＨＡＯ Ｂｉａｎｌｉｎｇ Ｈｕａｆｅｎｇ Ｓｐｅｃｉａｌ Ｃｈｅｍｉｓｔｒｙ ａｎｄ Ｉｎｄｕｓｔｒｙ Ｃｏ. ， Lｔｄ. ， Ｎｏｒｔｈｅｒｎ Ｓｐｅｃｉａｌ Ｅｎｅｒｇｙ Ｇｒｏｕｐ Lｉａｏｎｉｎｇ Ｆｕｓｈｕｎ， １１３００３ [ＡＢＳＴＲＡＣＴ] Ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ａｎｄ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｄａｔａ ａｎａｌｙｓｉｓ ｗｅｒｅ ｕｓｅｄ ｔｏ ｓｔｕｄｙ ｔｈｅ ｆａｃｔｏｒｓ ａｆｆｅｃｔｉｎｇ ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ ｆｉｒｅ ｔｕｂｅ ｏｆ ｒａｄｉａｌ ｄｅｌａｙｅｄ ｉｇｎｉｔｅｒ. Ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｈｅａｔ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ ｍｅｔｈｏｄ ｏｆ ｔｈｅ ｓｅｐａｒａｔｏｒ ｍａｔｅｒｉａｌ ｉｓ ｔｈｅ ｍａｉｎ ｆａｃｔｏｒ ｆｏｒ ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ ｆｉｒｅ ｔｕｂｅ. Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ ｓｔａｉｎｌｅｓｓ ｓｔｅｅｌ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｈｅａｔ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ ｍｅｔｈｏｄｓ ａｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ ｗｅｒｅ ｏｂｔａｉｎｅｄ ｂｙ ｕｓｉｎｇ Ｓｏｆｔｗａｒｅ Ｍａｔｌａｂ. Ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ， ｔｈｅ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎａｌ ｙｉｅｌｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｄｅｃｒｅａｓｅ ｇｒａｄｕａｌｌｙ， ａｎｄ ｔｈｅ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｉｓ ｇｒｅａｔｌｙ ａｆｆｅｃｔｅｄ ｂｙ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ. Ｅｌｏｎｇａｔｉｏｎ， ｒｅｄｕｃ- ｔｉｏｎ ｏｆ ａｒｅａ ａｎｄ ｉｍｐａｃｔ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｆｉｒｓｔ ｄｅｃｒｅａｓｅ ａｎｄ ｔｈｅｎ ｉｎｃｒｅａｓｅ. [ＫＥＹＷＯＲＤＳ] ｒａｄｉａｌ ｄｅｌａｙｅｄ ｉｇｎｉｔｅｒ; ｂａｆｆｌｅ ｄｅｔｏｎａｔｉｏｎ; １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ ｓｔａｉｎｌｅｓｓ ｓｔｅｅｌ; ｆａｉｌｕｒｅ 引言 在武器系统中，辐射式延时点火具是发射发动 机与主发动机之间的延时点火器件，其主要作用就 是在发射发动机工作后，使主发动机按照技术指标 要求延期工作，从而使动力装置满足弹药总体的技 术要求。 通常使用辐射式延时点火具以保证在一定 时间后能准确地完成分离或爆炸作用[１-２]。 辐射式 延时点火具由两部分构成，分别为延期点火管和隔 板起爆的传火管。 隔板起爆的传火管能否可靠作用 直接影响着武器弹药起爆的可靠性和飞行器等分离 的可靠性。 辐射式延时点火具隔板材料为 １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不 锈钢[３]。 １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不锈钢具有良好的塑性、韧性 和冲压性能，广泛地应用于航空、航天、化工、食品和 医疗等各部门[４]。 王淑花等[５]对 １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不锈 钢低温拉伸变形进行了研究。 程翔等[６]对某隔板 点火装置在低温试验时壳体失效进行了分析。 王科 伟等[７]针对电作动器壳体在低温环境下作用后出 现的破口失效进行了研究。 辐射式延时点火具结构 严谨、性能稳定，全密封型结构不易受潮且应用安 全。 但在大量的试验和生产中，却发现有传火管失 效的情况发生。 本文中，主要对某类辐射式延时点 火具传火管失效的机理进行研究。 １ 传火管的结构及工作原理 １. １ 传火管的结构组成 辐射式延时点火具是由延期点火管和隔板起爆 的传火管两部分组成。 隔板起爆的传火管由传火管 体 、辐射罩、施主装药和受主装药等４个部分组成。 第 ５０ 卷 第 １ 期 爆 破 器 材 Ｖｏｌ. ５０ Ｎｏ. １ ２０２１ 年 ２ 月 Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｆｅｂ. ２０２１ ❋ 收稿日期２０２０-０６-１４ 第一作者杨艳羽１９９３ － ，女，硕士研究生，研究方向为发动机内弹道设计。 Ｅ-ｍａｉｌ９３０２８５８３１＠ ｑｑ. ｃｏｍ 通信作者徐铭泽１９９４ － ，男，本科，主要从事火工品技术相关研究。 Ｅ-ｍａｉｌ８０９４１２３９６＠ ｑｑ. ｃｏｍ 隔板起爆的传火管和延期点火管两者之间用螺纹的 方式连接。 图 １ 为辐射式延时点火具传火管的结构 示意图。 １ － 传火管体;２ － 受主装药;３ － 施主装药;４ － 辐射罩。 图 １ 辐射式延时点火具传火管结构示意图 Ｆｉｇ. １ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ ｆｉｒｅ ｔｕｂｅ ｏｆ ｒａｄｉａｎｔ ｄｅｌａｙ ｉｇｎｉｔｅｒ １. ２ 点火具的工作原理 辐射式延时点火具的工作原理由与辐射式延 时点火具配套的电点火管所输入的能量点燃施主装 药，施主装药爆炸产生的冲击波通过隔板传递后引 爆隔板另一侧的受主装药，受主装药依次点燃延期 管内的发火药和传火药，传火药再点燃延期管内的 延期药，延期药按规定时间燃烧后，点燃点火具输出 端的扩焰药并输出高温火焰能流，最终将主发动机 点燃。 该类辐射式延时点火具燃烧的延期时间应满 足 ３３０ ４２０ ｍｓ 的指标要求。 ２ 传火管的失效因素 ２. １ 零件因素 由于辐射式延时点火具装配过程为先装压施主 装药，后放入辐射罩，再将辐射罩边沿处涂上防潮 漆，以保证输入端的密闭性;因此，辐射罩对施主装 药是否点燃起到关键性的作用。 点火具在生产和运输过程中会多次受到振动影 响，当振动的频率超出辐射式延时点火具可承受的 范围时，可能导致辐射罩在产品内发生位移甚至脱 落，堵塞传火通道，使点火能量降低;从而影响传火 管输入端作用，严重时可导致传火管失效。 ２. １. １ 常规条件下的力学性能试验 模拟传火管在生产或运输过程中受到的外界作 用，设计了两组力学性能试验。 试验流程为振动→冲击→外观检查→发火试 验。 第 １ 组试验条件是根据辐射式延时点火具制造 和验收标准中给出的性能参数进行试验;第 ２ 组试 验条件是在第 １ 组试验条件的基础上，增加了加速 度或振动时间。 具体条件如表 １ 所示。 表 １ 两组力学性能试验的具体条件 Ｔａｂ. １ Ｔｅｓｔ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｆｏｒ ｔｗｏ ｇｒｏｕｐｓ ｏｆ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｔｅｓｔｓ 项目第 １ 组第 ２ 组 第 １ 次 振动 试验 轴向加速度４０ ｍ/ ｓ２，径 向加速度２５ ｍ/ ｓ２，每次 循环 １５ ｍｉｎ，共 ８ 次。 轴向加速度５０ ｍ/ ｓ２，径 向加速度３０ ｍ/ ｓ２，每次 循环 １５ ｍｉｎ，共 ８ 次。 第 ２ 次 振动 试验 包装条件下按输出端向 上、向下和水平 ３ 个方 向，在振动试验机上振 动 ２. ０ ｈ。 落 高 １５０ ｍｍ，频率 １ Ｈｚ。 包装条件下按输出端向 上、向下和水平 ３ 个方 向，在振动试验机上振 动 ２. ５ ｈ，落高 １５０ ｍｍ， 频率 １ Ｈｚ。 冲击 试验 轴向加速度 ９００ ｍ/ ｓ２， ３ １０ ｍｓ，１ 次 ;轴向和 径向加速度 １５０ ｍ/ ｓ２， 冲击频率５０ ７０ Ｈｚ，持 续时间 ２ １０ ｍｓ，冲击 次数分别为 ２ ０００ 次。 轴向加速度 １ ０００ ｍ/ ｓ２，３ １０ ｍｓ，１ 次 ;轴 向和 径 向 加 速 度 １８０ ｍ/ ｓ２，冲击频率 ６０ ８０ Ｈｚ，持 续 时 间 ２ １０ ｍｓ，冲 击 次 数 分 别 为 ２ ０００次。 根据表 １ 中给出的两组试验条件，分别取 ６ 发 辐射式延时点火具进行试验。 在放大倍数为 ４０ 倍 的显微镜下对比两组试验条件下辐射罩的外观，发 现并无明显变化。 对其输入部位的尺寸进行检查和 记录发现，经过两组不同条件下的力学试验后，这 １２ 发传火管中的辐射罩并没有产生位移。 将这 １２ 发辐射式延时点火具进行发火测时试 验，目的是验证经过力学性能试验后的传火管是否 能够达到要求的技术指标。 发火测时试验时，按照 断靶的测时方法进行连接，再将绑好靶线的辐射式 延时点火具连接到发火线路上，对其通以直流电流， 记录辐射式延时点火具的燃烧时间。 见表 ２。 表 ２ 发火测时试验数据 Ｔａｂ. ２ Ｆｉｒｅ ｔｅｓｔ ｄａｔａ ｍｓ 样品测时结果平均值偏差 第 １ 组３６８、３７０、３６７、３６７、３６９、３６８３６８１. ５ 第 ２ 组３７１、３５４、３６０、３５８、３４７、３５８３５８８. ９ 根据表 ２ 数据可以看出，常温测时结果均在要 求范围内;但第 ２ 组试验的偏差远大于第 １ 组试验 的偏差。 由此得知，增大外界作用，会影响辐射式延 时点火具延期时间的一致性。 试验结果表明，在两组不同的力学性能试验条 件下，辐射罩的外观、结构并没有遭到破坏，且没有 发生位移变化。 进行力学试验后，均发火且功能也 满足要求。 １２２０２１ 年 ２ 月 辐射式延时点火具传火管失效机理研究 杨艳羽，等 ２. １. ２ 极端条件下的发火性能试验 辐射式延时点火具所受外界环境力除了运输环 境力和使用环境力外，还有意外环境力。 而其使用 过程中遇到的环境包括自然环境和诱发环境。 因 此，极端条件下的发火性能试验模拟当辐射式延时 点火具使用时受到了环境因素的影响、辐射罩已经 脱落的情况。 观察传火通道是否会堵塞，使点火能 量降低，从而导致传火管失效。 选用同一批次的 ２０ 发辐射式延时点火具，平均 分成 ４ 组。 第 １ 组按照正常的验收标准进行试验， 作为该批产品发火能力和延期时间的参照组。 取出 剩余 ３ 组传火管中的辐射罩，将辐射罩放入发动机 点火通道中，使辐射罩呈自由状态，分别在竖直向 上、竖直向下和倾斜 ３ 种不同的状态下进行发火试 验。 图 ２ 为辐射罩脱落后不同状态下的发火试验。 根据上述试验条件进行试验，２０ 发辐射式延时 点火具均发火，且延期时间均在要求范围内。 试验结果表明即使在极端条件下，辐射罩已经 脱落到发动机的传火通道，辐射罩并不会堵住传火 通道，也没有影响点火能量，在 ３ 种不同状态下仍可 靠发火。 根据以上试验可以说明，零件因素并不是影响 该类辐射式延时点火具传火管失效的主要因素。 ２. ２ 装配因素 模拟操作工人没有按照安全操作工艺规程 进行操作，从而导致辐射罩并没有达到装配要求，影 响传火管点火能量的情况。 设计了 ３ 组点火试验， 每组 ５ 发辐射式延时点火具。 ３ 组试验条件为第 １ 组，将辐射罩推至高出传火管管口约 １ ｍｍ 位置图 ３;第 ２ 组，将辐射罩横放于传火管体内图 ４;第 ３ 组，将无辐射罩的传火管装入发动机点火通道。 第 ３ 组试验是为了验证在点火距离增加的情况下点 火的可靠性。 图 ３ 辐射罩推至高出传火管管口的状态 Ｆｉｇ. ３ Ｓｔａｔｕｓ ｏｆ ｒａｄｉａｔｉｏｎ ｈｏｏｄ ｐｕｓｈｅｄ ａｂｏｖｅ ｔｈｅ ｎｏｚｚｌｅ ｏｆ ｆｉｒｅ ｔｕｂｅ 图 ４ 辐射罩横放在传火管输入端的状态 Ｆｉｇ. ４ Ｓｔａｔｕｓ ｏｆ ｒａｄｉａｔｉｏｎ ｈｏｏｄ ｐｌａｃｅｄ ａｃｒｏｓｓ ｔｈｅ ｉｎｐｕｔ ｅｎｄ ｏｆ ｆｉｒｅ ｔｕｂｅ 根据上述试验条件进行了点火试验，１５ 发辐射 式延时点火具均发火，且延期时间均在要求范围内。 试验结果表明即使操作工人在操作过程中存 在失误，辐射罩并没有达到装配要求，辐射式延时点 火具仍然能正常发火;因此，辐射罩的装配因素并不 是影响点火具传火管失效的主要因素。 ２. ３ 隔板因素 辐射式延时点火具中传火管的起爆方式为隔板 起爆，施主装药为起爆药，受主装药为击发药。 常见 的隔板起爆失效情况分为两种，分别是隔板被击穿 和受主端击发药未点燃。 传火管中的隔板被击穿， 会导致施主端开口，形成能量泄露，使受主端及延期 点火序列传火中断，从而导致传火管失效。 传火管 受主端的击发药未点燃的主要原因可能是变形过 小，未能对受主端的击发药形成机械作用。 这两种 失效情况都与隔板的厚度和选用的材料有着密不可 分的联系。 ２. ３. １ 隔板厚度 传火管的施主装药底部引爆后，爆轰波通过隔 板起爆受主装药，因此，隔板厚度是冲击起爆的关键 ａ竖直向上 ｂ竖直向下 ｃ倾斜 图 ２ 辐射罩脱落后不同状态下的发火试验 Ｆｉｇ. ２ Ｉｇｎｉｔｉｏｎ ｔｅｓｔ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｔａｔｅｓ ａｆｔｅｒ ｔｈｅ ｒａｄｉａｔｉｏｎ ｈｏｏｄ ｆｅｌｌ ｏｆｆ ２２ 爆 破 器 材 第 ５０ 卷第 １ 期 因素。 对隔板冲击起爆过程的数值模拟结果进行分 析可知，可靠起爆且隔板不出现击穿的厚度范围为 ２ ５ ｍｍ[８]。 本文中的辐射式延时点火具隔板设计 厚度为 ２ ｍｍ，两边倒角为 ０. ３ ｍｍ。 由于设计时的 隔板厚度接近下限，因此，出现隔板过厚导致受主端 击发药未被点燃的可能性较小，但有可能出现因为 隔板过薄导致被击穿的现象。 取 ３０ 发点火具对其隔板厚度及倒角进行了测 量，均在要求范围内。 将其分别进行常温、高温和低 温发火测时试验，均可靠发火且满足指标要求。 因 此，隔板厚度因素并不是影响该类点火具传火管失 效的主要因素。 ２. ３. ２ 隔板材料 ２. ３. ２. １ 隔板材料的力学性能 １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不锈钢的主要力学性能参数包括抗 拉强度 σｂ、条件屈服强度 σ０. ２、伸长率 δｓ、断面收缩 率 ψ 和冲击韧性 Ａｋｕ等。 表 ３ 为 １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不锈钢 在不同温度下的力学性能，热处理方法为 １ ０５０ ℃， 水冷或空冷。 表 ４ 为 １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不锈钢固溶时效 处理后在不同温度下的力学性能，热处理方法为 １ １３０ １ １６０ ℃，水冷后再经 ８００ ℃、１０ ｈ 时效。 １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不锈钢固溶时效处理后的力学性能 更好。 对比表 ３、表 ４ 数据，采用 Ｍａｔｌａｂ 软件绘制 １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不锈钢各力学性能的关系图 ５、图 ６。 由图 ５ａ和图 ６ａ可知，选择热处理方法为 １ ０５０ ℃、水冷或空冷时，随温度的升高，１Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不锈钢的 σｂ和 σ０. ２逐渐降低，且 σｂ受温度的影响 较大;δｓ的变化趋势为随温度的升高先减小再增大; 而 ψ 随温度变化不大。 图 ５ｂ 和图 ６ｂ 可知，选择热处理方法为 １ １３０ １ １６０ ℃，水冷后再经 ８００ ℃、１０ ｈ 时效时， 随温度的升高，１Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不锈钢的 σｂ、σ０. ２都逐渐 降低，且 σｂ受温度的影响较大;而 δｓ和 ψ 的变化趋 表 ３ １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不锈钢在不同温度下的力学性能 Ｔａｂ. ３ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ ｓｔａｉｎｌｅｓｓ ｓｔｅｅｌ ａｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ 温度 ｔ/ ℃ 抗拉强度 σｂ/ ＭＰａ 条件屈服 强度 σ０. ２/ ＭＰａ 伸长率 δｓ/ ％ 断面收 缩率 ψ/ ％ ２０６１０２７５４１. ０６３. ０ ３００４５０１９６３１. ０６５. ０ ４００４４０１７６３０. ０６５. ０ ５００４３９１７６２９. ０６５. ０ ６００３９０１７５２５. ０６１. ０ ７００２７５１５７２６. ０５９. ０ ８００１７６９８３５. ０６９. ０ 表 ４ １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不锈钢固溶时效 处理后在不同温度下的力学性能 Ｔａｂ. ４ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ ｓｔａｉｎｌｅｓｓ ｓｔｅｅｌ ａｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ ａｆｔｅｒ ｓｏｌｕｔｉｏｎ ａｇｉｎｇ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ 温度 ｔ/ ℃ 抗拉强度 σｂ/ ＭＰａ 条件屈服 强度 σ０. ２/ ＭＰａ 伸长率 δｓ/ ％ 断面收 缩率 ψ/ ％ ２０６４０３０５５５. ０７５. ５ １００５００２４０４４. ０７６. ５ ２００４５５２２０３８. ０７０. ０ ３００４４０２１５２９. ０６６. ０ ４００４３５２１２２６. ５６５. ０ ５００４２０２０５２５. ０６４. ５ ６００３５５２０３２８. ５６４. ５ ７００２７０２００２９. ５５７. ５ 势为随温度的升高先减小再增大。 热处理方式对相同材料的力学性能影响较大， 当选择不合适的热处理方法时，隔板就有可能出现 裂纹或者被击穿的现象。 因此，热处理方法是影响 辐射式延时点火具传火管失效的主要因素。 ａ１ ０５０ ℃，水冷或空冷 ｂ １ １３０ １ １６０ ℃，水冷后再经 ８００ ℃、１０ ｈ 时效 图 ５ １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不锈钢 σｂ和 σ０. ２随 ｔ 的变化 Ｆｉｇ. ５ Ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｏｆ σｂａｎｄ σ０. ２ｏｆ １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ ｓｔａｉｎｌｅｓｓ ｓｔｅｅｌ ｗｉｔｈ ｔ ３２２０２１ 年 ２ 月 辐射式延时点火具传火管失效机理研究 杨艳羽，等 ａ１ ０５０ ℃，水冷或空冷 ｂ １ １３０ １ １６０ ℃，水冷后再经 ８００ ℃、１０ ｈ 时效 图 ６ １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不锈钢 δｓ和 ψ 随 ｔ 的变化 Ｆｉｇ. ６ Ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｏｆ δｓａｎｄ ψ ｏｆ １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ ｓｔａｉｎｌｅｓｓ ｓｔｅｅｌ ｗｉｔｈ ｔ 当冲击载荷的加载速度高、作用时间短时，对隔 板材料的破坏力比静载荷要大得多。 传火管发火时 施主装药瞬间作用对隔板材料的破坏符合冲击载荷 特性，所以 Ａｋｕ比其他力学参数更能科学地表现此时 材料的力学性能。 见表 ５。 表 ５ １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不锈钢经过不同热 处理方法在不同温度下的冲击韧性 Ａｋｕ Ｔａｂ. ５ Ｉｍｐａｃｔ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ Ａｋｕｏｆ １Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ ｓｔａｉｎｌｅｓｓ ｓｔｅｅｌ ａｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ ａｆｔｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｈｅａｔ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ ｍｅｔｈｏｄｓ ｋＪ/ ｍ２ 温度 ｔ/ ℃ １ ０５０ ℃， 水冷或空冷 １ １３０ １ １６０ ℃，水 冷后再经 ８００ ℃、１０ ｈ 时效 －４０１ ００５１ ５２５ ２０２ ３３５２ ４５０ ２００３ ０４６３ ６３０ ５００３ ４１８３ ５８０ ５５０３ ４２２３ ５８０ ６００３ １２４３ ５３０ ７００２ １９７３ ３３０ 从表 ５ 可以看出，材料经历相同的热处理方法 时，Ａｋｕ起初是随温度升高而增大的，但当温度超过 大约 ５５０ ℃时，Ａｋｕ随温度升高而下降。 对比两种热 处理方法可知，热处理方法为１ １３０ １ １６０ ℃、水冷 后再经 ８００ ℃、１０ ｈ 时效的 Ａｋｕ比 １ ０５０ ℃ 水冷的 Ａｋｕ高。 用 Ａｋｕ来计算输入端隔板被击穿的可能性。 输 入端所用的施主装药质量 ｍ 为 ４５ ｍｇ，火药力 Ｆ 为 ０. ７３ ｋＪ/ ｇ，隔板厚度 ｈ 为 ２ ｍｍ，隔板直径 Ｄ 为 ５ ｍｍ。 药剂爆炸冲击能量 Ｅ初＝ Ｆ ｍ ＝３２. ９ Ｊ。 隔板的抗冲击能量 Ｅ ＝ ＡｋｕπＤｈ。１ 根据式１计算得到隔板在不同热处理方法 下，常温、高温和低温环境下的抗冲击能见表 ６。 表 ６ 不同热处理方法下， 常温、高温和低温环境下隔板的抗冲击能 Ｔａｂ. ６ Ｉｍｐａｃｔ ｅｎｅｒｇｙ ｏｆ ｂａｆｆｌｅ ａｔ ｒｏｏｍ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ， ｈｉｇｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｆｔｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｈｅａｔ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ ｍｅｔｈｏｄｓ Ｊ 热处理方法 温度/ ℃ ５００２０－４０ １ ０５０ ℃，空冷１０７. ３７３. ３３１. ５ １ １３０ １ １６０ ℃，水冷后 再经 ８００ ℃、１０ ｈ 时效 １１２. ４７６. ９４７. ９ 由表 ６ 可知，若热处理方法为１ ０５０ ℃ 后经过 水冷或空冷，高温和常温条件下隔板的抗冲击能均 大于药剂爆炸冲击能量，但低温条件下的抗冲击能 小于药剂爆炸冲击能量。 也就是说，当传火管在低 温环境工作时，隔板有可能会被击穿。 而热处理方 法为 １ １３０ １ １６０ ℃水冷后再经 ８００℃、１０ ｈ 时效， 在高温、常温和低温的环境下隔板的抗冲击能均大 于药剂爆炸冲击能量，即隔板不可能被击穿。 ２. ３. ２. ２ 试验验证 取 ６０ 个传火管壳体，平均分为两组。 第 １ 组热 处理方法为 １ ０５０ ℃，空冷;第 ２ 组热处理方法为 １ １３０ １ １６０ ℃，水冷后再经８００ ℃、１０ ｈ 时效。 将 这 ６０ 个壳体按安全操作工艺规程进行正常装 配。 装配完成后分别进行常温、高温和低温的发火 试验，见表 ７。 表７表明，在常温和高温条件下，两组传火管都 能达到正常发火，且满足指标要求;但在低温条件 下，结果有了明显差异。热处理方法为１ ０５０ ℃ 空 冷时，低温试验中出现了隔板整体开裂从而导致传 ４２ 爆 破 器 材 第 ５０ 卷第 １ 期 表 ７ 不同热处理方法下， 常温、高温和低温环境下的发火试验 Ｔａｂ. ７ Ｉｇｎｉｔｉｏｎ ｔｅｓｔ ａｔ ｒｏｏｍ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ， ｈｉｇｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｆｔｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｈｅａｔ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ ｍｅｔｈｏｄｓ 热处理方法 试验 温度/ ℃ 试验 发数 发火 数 隔板 被击 穿数 受主端 击发药 未点燃 １ ０５０ ℃，空冷 ２５ ５０ －４０ １０ １０ １０ １０ １０ ３ ０ ０ ７ ０ ０ ０ １ １３０ １ １６０ ℃， 水冷后再经 ８００ ℃、 １０ ｈ 时效 ２５ ５０ －４０ １０ １０ １０ １０ １０ １０ ０ ０ ０ ０ ０ ０ 火中断的情况;但热处理方法为 １ １３０ １ １６０ ℃水 冷后再经 ８００℃、１０ｈ 时效时，传火管全部发火，且满 足指标要求。 试验结果可以说明，不同热处理方法对传火管 是否能够作用有着至关重要的影响。 因此，在使用 该材料时首先应对其力学性能进行计算，务必要选 择适合的热处理条件;且根据不同的使用环境，适当 地提高时效处理温度。 随着时效处理温度的提高， 在低温环境下的 Ａｋｕ也随之提高，实现了耐冲击载荷 的裕度，避免出现施主端作用后隔板破裂、脆性断裂 甚至整体开裂，从而导致传火管失效的现象。 与此 同时，时效处理温度提高后，该材料的拉伸率也随之 提高，施主端作用时隔板变形相对容易，从而提高了 受主端击发药起爆的可靠性。 试验结果与计算 吻合。 ３ 结论 １ 隔板材料热处理方法是影响辐射式延时点 火具传火管失效的主要因素。 因此，在采用高强度 不锈钢材料时，应对材料进行适当的热处理，以提高 产品的可靠性。 ２随着温度的升高，１Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ 不锈钢的抗拉 强度 σｂ和条件屈服强度 σ０. ２都逐渐降低，且 σｂ受 温度的影响较大。 其伸长率 δｓ和断面收缩率 ψ 随 温度的升高先减小、再增大。 ３使用高强度不锈钢材料时，应计算该材料能 够承受的极限冲击韧性 Ａｋｕ，特别是低温环境下的 Ａｋｕ，从而选择合适的热处理方法。 随着温度的升 高，Ａｋｕ的变化趋势为先增大、后减小。 若环境的温 度相对较低且隔板材料热处理方法不合理，容易造 成隔板被击穿，从而造成传火管失效。 参 考 文 献 [１] 王凯民. 火工品工程[Ｍ]. 北京国防工业出版社， ２０１４１８５-１８６. 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