辐射式延时点火具传火管失效机理研究❋

2021-01-27杨艳羽徐铭泽赵变玲

爆破器材 2021年1期

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)

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。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。

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

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

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。

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

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5(a)和图6(a)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5(b)和图6(b)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。

图5 1Cr18Ni9Ti 不锈钢σb 和σ0.2随t 的变化Fig.5 Variation of σb and σ0.2of 1Cr18Ni9Ti stainless steel with t

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

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

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AkuTab.5 Impact toughness Aku of 1Cr18Ni9Ti stainless steel at different temperatures after different heat treatment methods kJ/m2

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

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

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。