导弹发射装置充气阀失效分析

2014-11-28杜伟

失效分析与预防 2014年5期

杜伟

(中国空空导弹研究院，河南洛阳 471009)

0 引言

机载导弹发射装置用于载机携带和发射导弹，它承受和传递导弹挂飞、发射过程中的各种载荷［1-2］。而气瓶及充气阀组件共同组成了发射装置中极其重要的特种压力容器，面临着高温、高压、易爆等工作环境，一旦失效将会造成非常严重的后果，因此其安全性至关重要。而材料性能对压力容器运行的安全性有显著的影响，因此，对压力容器的选材要做到强度与塑性及韧性、可焊性、耐蚀性的综合考虑。故合理选用压力容器材料是设计的关键之一。

目前，我国航空压力容器装备正处于借鉴模仿向自主研发制造的转型期，部分设计人员从借鉴国外材料转变为自主选材时往往考虑欠佳，片面追求高强度材料，忽视了介质及使用环境的腐蚀性，从而导致选材不当。不仅会增加制造成本(压力容器材料费用占总成本的比例很大，一般超过30%)，而且有可能导致压力容器破坏事故。

近期，沿海机载导弹发射装置充气阀存放一段时间后在包装箱内爆裂，充气阀组件和气瓶分离，充气阀材料为7A09-T6 铝合金。故障件断裂后形貌如图1 所示，断裂位置为阀体与螺管连接处。本研究通过对气阀失效件断口及金相组织的观察、宏微观特征的观察与能谱分析，并提出了一系列改进措施。

图1 故障件外观Fig.1 Appearance of faulty component

1 试验过程与结果

1.1 设计验证分析

1)材料物理特性。

7A09 属Al-Zn-Mg-Cu 系超硬铝合金，其固溶处理后塑性好，热处理强化效果显著，在150℃以下有较高的强度，并且有特别好的低温强度，是一种在航空工业上得到广泛应用的超高强度变形铝合金。表1 为7A09 铝合金材料的力学性能［3］。但该合金焊接性能差，且有应力腐蚀开裂倾向，需经包铝或其他保护处理使用。

表1 故障件材料力学性能Table 1 Mechanical properties of faulty component material

2)强度计算。

连接处所能承受的最大拉力

其中，A 为充气阀组件壳体与气瓶组件连接处横截面积，σb为充气阀材料的抗拉强度。

产品装配有安全阀，用于过压保护，其安全保护压力为(45.5±2.5)MPa。故计算满负荷的工作拉力时，取最大载荷P=48 MPa，则此时加载在连接处的工作拉力

其中，A1为充气阀内腔截面积。

工艺文件中规定的预紧力矩T 为65 N·m，在连接处产生的预紧拉力

其中，R瓶口为瓶口圆弧半径，μs为7A09 铝合金泊松比。

故连接处产生的最大拉力F0=F1+F2=17 613.42 N。

1.2 爆破试验验证分析

产品经过了鉴定试验大纲规定的试验考核，且随系统完成了3 个月(200 飞行小时)的飞行试验考核。2012年9月，随机抽取1 只充气阀组件壳体将其与工装(用来模拟气瓶)拧紧力矩为65 N·m 后，进行1 MPa 至38.5 MPa 再到1 MPa 压力循环试验，壳体在经受2 800 次循环后，壳体无泄漏，无明显变形。

将螺纹拧紧力矩增大到100 N·m，进行1 MPa 至38.5 MPa 再到1 MPa 压力循环试验，壳体在经受2 950 次循环后，无泄漏，无明显变形。而后对试验件螺纹退刀槽根部进行渗透探伤，未发现裂纹等其他缺陷。

再次随机抽取与故障件同批次的充气阀组件壳体，首先将其与工装拧紧力矩为65 N·m 后进行52.5 MPa 保压3 min 的耐压强度试验，然后进行100 MPa 爆破试验，未破坏;随后将其安装力矩增大到100 N·m，进行1 MPa 至38.5 MPa 再到1 MPa 压力循环试验，壳体在经受6 000 次循环后，无泄漏，无明显变形。而后对试验件螺纹退刀槽根部进行渗透探伤，未发现裂纹等其它缺陷，满足产品爆破试验要求。

1.3 断口宏观观察

通过体式显微镜对充气阀组件壳体断口进行宏观形貌观察可见，断裂位置在充气阀组件与瓶体连接的螺纹退刀槽根部;断口呈银灰色，断面平整保持环形，与表面基本垂直，无明显塑性变形，有平行于断口平面方向的条状特征(图2)。

1.4 断口微观观察及能谱分析

在扫描电镜下观察，断裂源区位于充气阀螺纹根部外表面，该断口以沿晶断裂为主，晶界轮廓不清晰，沿晶面上有腐蚀产物，裂纹扩展区为沿晶+韧窝混合形貌特征，瞬断区主要为韧窝形貌(图3)。能谱分析结果表明，沿晶面上腐蚀产物中含有Cl、S 等腐蚀性元素。

图2 断口宏观形貌Fig.2 Macroscopic fracture morphology

1.5 金相组织分析

分别沿平行于断口平面方向、断口背面磨取金相试样，腐蚀后观察发现，充气阀组件壳体材料由α 相固溶体及第二相质点组成，其金相组织正常，未发现组织过烧现象(图4)。另外，在表面在螺纹根部、断口侧面有大量的腐蚀坑，局部可见氧化膜开裂和多条从腐蚀坑处起始的裂纹特征(图5)。

2 分析与讨论

2.1 失效模式分析

图3 断口微观形貌Fig.3 Microstructure of fracture

图4 金相组织Fig.4 Metallographic microstructure

试验结果表明，充气阀组件断面与主应力方向垂直，无放射状花样，也没有明显的塑性变形痕迹，断面形态呈颗粒状，有平行于断口平面方向的条状特征。裂纹起始于充气阀与气瓶瓶体连接处螺纹退刀槽的根部外表面，是整个结构中应力水平最高的区域。因此，最易萌生裂纹，同时裂纹源附近有大量腐蚀坑。

图5 断口侧面形貌Fig.5 Morphology of fracture profile

断面微观形态以沿晶断裂特征为主，符合高强度铝合金应力腐蚀开裂的典型断口特征。晶界轮廓不清晰，沿晶面上有泥纹状花样腐蚀产物，腐蚀产物中含有Cl、S 腐蚀性元素，断口其余主要部位为沿晶+韧窝混合形貌特征。

断面微观形貌未见疲劳条带及放射棱线等疲劳特征，安全系数也满足设计要求，可以排除疲劳断裂与过载断裂的可能性。根据实验结果并结合充气阀的材料特性及受力分析，故障件的受力情况、工作环境、断面特征、沿晶断口、腐蚀产物均符合应力腐蚀断裂的特性，因此可判定为应力腐蚀断裂。

2.2 失效原因分析

金属发生应力腐蚀开裂必须具备3 个必要条件，即材料的应力腐蚀敏感性、拉应力作用和腐蚀介质与环境。

1)材料的应力腐蚀敏感性。充气阀组件材料为7A09-T6 铝合金，为固溶后人工时效态高强度变形铝合金，该状态下7A09 铝合金具有较为敏感的应力腐蚀倾向［5］。

2)拉应力作用。正常充气阀组件内部承受30 MPa 的氦气压力以及65 N·m 的外部预紧力矩，因此充气阀与瓶体连接处在工作状态下承受很强的双重拉应力作用。结构设计中不可避免地会产生拐角及应力集中，应力集中又必然使零件的局部应力提高，从而削弱了构件的强度，降低了构件的承载能力。而螺纹退刀槽根部R 角外表面是应力的最集中区域，因此最易萌生裂纹。

3)腐蚀介质。该机载发射装置服役于沿海环境，昼夜温差较大，夜晚容易在其表面形成冷凝水汽。沿海地区具有潮湿的盐雾气氛，大气中含有大量的Cl-，溶入冷凝水后就形成了腐蚀溶液，大大加速了铝合金的应力腐蚀裂纹扩展速率［6-7］。另外，沿海地区白天气温较高，也提高了腐蚀溶液的活性，加速了冷凝液对机件的腐蚀。气瓶及充气阀虽在发射装置内，但不属于非密封区，无法阻止冷凝液形成的腐蚀液的渗入。因此为应力腐蚀提供了最关键的应力腐蚀环境。

腐蚀介质形成后，在双重拉应力的作用下，首先在充气阀与瓶体连接处沿晶界产生腐蚀，随着晶界的不断粗化疏松，形成微小的裂纹，裂纹在承受较大应力的作用下得到较快的发展并进一步深入到基体内部，使腐蚀行为更趋严重［8］;另一方面，裂纹的扩展使连接处的有效承载壁厚面积不断缩小，使应力更加集中，又进一步促进了裂纹的快速扩展，导致故障件发生了应力腐蚀。