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金屬殼體、絕熱層和襯層共同構(gòu)成固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒室，殼體必須能夠承受發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)燃?xì)猱a(chǎn)生的內(nèi)壓作用。因此，殼體的承壓能力是發(fā)動(dòng)機(jī)很重要的設(shè)計(jì)指標(biāo)之一。為了檢測(cè)殼體的承壓能力，需要對(duì)其進(jìn)行水壓試驗(yàn)。

 

D406A(牌號(hào)為31Si2MnCrMoVE)材料是一種專門為制造固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)殼體而研制的超高強(qiáng)度鋼。該材料具有很高的強(qiáng)度極限、較好的塑韌性和可加工成型性，經(jīng)淬火加低溫回火熱處理后，其抗拉強(qiáng)度≥1620 MPa，斷后伸長(zhǎng)率≥8％，斷裂韌度KIC≥80MPa· ，在航天固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)領(lǐng)域得到了廣泛使用。

 

某發(fā)動(dòng)機(jī)殼體材料為D406A超高強(qiáng)度鋼，熱處理工藝為：930℃淬火，油冷；300℃回火，空冷。熱處理之后的硬度要求為47~52HRC，水壓承壓能力要求大于10.5MPa。當(dāng)水壓試驗(yàn)壓力達(dá)到8.6MPa左右時(shí)，殼體出現(xiàn)了沿縱向的破裂，如圖1所示。

 

圖1 固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)殼體殘骸及取樣位置圖

 

通過觀察殼體水壓試驗(yàn)殘骸，發(fā)現(xiàn)裂縫在靠近電纜支座一側(cè)沿著軸線方向向前后裙擴(kuò)展。其中，裂縫上有兩個(gè)位置有明顯向外側(cè)鼓包的現(xiàn)象，初步判斷鼓包的位置最先發(fā)生了塑性變形，很可能是最先開裂的位置。因此，主要針對(duì)鼓包處進(jìn)行取樣分析。

 

根據(jù)該發(fā)動(dòng)機(jī)殼體生產(chǎn)工藝過程，筆者制定了此次水壓試驗(yàn)低壓力開裂的故障樹，如圖2所示。由于該產(chǎn)品屬于成熟產(chǎn)品，故排除設(shè)計(jì)不合理子事件，主要從殼體是否存在初始缺陷方面著手分析。

圖2 失效分析故障樹

 

理化檢驗(yàn)

 

1、取樣及目的

 

明顯鼓包的兩個(gè)區(qū)域(分別標(biāo)記為A 區(qū)和B區(qū))如圖1所示。在A 區(qū)裂縫鼓包處切取相互匹配的斷口試樣，標(biāo)記為1號(hào)和2號(hào)；在緊挨著2號(hào)試樣的上端取化學(xué)成分分析試樣，標(biāo)記為H-2號(hào)；在H-2號(hào)試樣的上端沿殼體軸向切取矩形拉伸試樣3件，分別標(biāo)記為A-1，A-2，A-3號(hào)。在B區(qū)裂縫鼓包處切取相互匹配的斷口試樣，標(biāo)記為3號(hào)和4號(hào)；在4號(hào)試樣的左側(cè)切取化學(xué)成分分析試樣，標(biāo)記為H-4號(hào)；在3號(hào)試樣的上端沿殼體軸向切取矩形拉伸試樣3件，分別標(biāo)記為B-1，B-2，B-3號(hào)。

 

對(duì)1~4號(hào)斷口試樣進(jìn)行宏觀和微觀斷口形貌分析，以確定斷口的宏觀和微觀特征，進(jìn)而分析斷裂模式；對(duì)H-2號(hào)和H-4號(hào)試樣進(jìn)行光譜分析和碳硫分析，以確定殼體材料的化學(xué)成分是否滿足GJB 3325-1998«航天固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)用超高強(qiáng)度鋼鍛件規(guī)范»要求；對(duì)A 區(qū)和B區(qū)的力學(xué)性能試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，測(cè)定抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率，以確定殼體的熱處理性能是否滿足設(shè)計(jì)指標(biāo)。通過上述試驗(yàn)，分析造成殼體水壓試驗(yàn)失敗的可能原因。

 

2、化學(xué)成分分析

 

H-2和H-4號(hào)試樣的化學(xué)成分分析結(jié)果見表1?？梢妰稍嚇拥幕瘜W(xué)成分均滿足復(fù)驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)GJB 3325-1998對(duì)31Si2MnCrMoVE超高強(qiáng)度鋼成分的要求，排除殼體材料化學(xué)成分不合格的情況。

 

表1 化學(xué)成分分析結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

 

3、力學(xué)性能試驗(yàn)

 

A區(qū)和B區(qū)切取的力學(xué)性能試樣拉伸試驗(yàn)結(jié)果見表2。

 

表2 拉伸試驗(yàn)結(jié)果

 

可見所有試樣的抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率均滿足GJB 3325-1998對(duì)31Si2MnCrMoVE高強(qiáng)度鋼的要求，故可初步排除因殼體熱處理質(zhì)量不合格導(dǎo)致水壓試驗(yàn)低壓力開裂的可能性。

 

4、斷口分析

 

1）斷口壁厚測(cè)量

 

對(duì)1號(hào)和3號(hào)試樣斷口處的壁厚進(jìn)行了隨機(jī)測(cè)量，測(cè)得最薄處壁厚為2.85mm，遠(yuǎn)小于公稱壁厚3.18mm?？梢姎んw斷口處在開裂之前發(fā)生了一定的塑性變形。

 

2）斷口宏觀形貌觀察

 

對(duì)1~4號(hào)斷口試樣進(jìn)行宏觀觀察，發(fā)現(xiàn)其具有如下共同特征：①斷口宏觀形貌較粗糙，色澤灰暗；②斷面與主應(yīng)力方向均呈約45°角，如圖3所示。

 

圖3 斷口宏觀形貌

 

3）斷口微觀形貌觀察

 

1~4號(hào)試樣斷口微觀形貌如圖4所示，可見4個(gè)試樣斷口微觀特征均為等軸韌窩。

圖4 斷口微觀形貌

 

通過斷口宏觀形貌和微觀形貌觀察，結(jié)合金屬材料韌性斷裂的典型特征，可判斷出1~4號(hào)試樣的斷裂方式均為低應(yīng)力下的韌性斷裂，斷裂之前材料發(fā)生了一定的塑形變形，即鼓包處的斷裂屬性為低應(yīng)力下的韌性斷裂。

 

5、表面形貌觀察

 

對(duì)1號(hào)和3號(hào)試樣的外表面形貌進(jìn)行掃描電鏡(SEM)分析，結(jié)果見圖5。

圖5 殼體外表面微觀形貌

 

從圖5可以看出，1號(hào)和3號(hào)試樣的外表面均存在大量的微裂紋，初步懷疑水壓試驗(yàn)低壓力開裂與殼體表面的微裂紋有關(guān)。對(duì)拉伸斷裂后的B-1試樣(力學(xué)性能值最理想)外表面形貌進(jìn)行SEM分析，并與2號(hào)試樣外表面形貌進(jìn)行對(duì)比，2號(hào)試樣外表面靠近斷口處的微觀形貌見圖6a)，拉伸斷裂后的B-1試樣外表面靠近斷口處的微觀形貌見圖6b)。

 

圖6 殼體外表面微觀形貌

 

從圖6可以看出，2號(hào)試樣外表面靠近斷口處存在裂紋，兩道裂紋中間區(qū)域有微裂紋，裂紋沿著微裂紋擴(kuò)展；B-1試樣外表面靠近斷口處也存在裂紋，但裂紋之間的區(qū)域未發(fā)現(xiàn)類似于圖6a)中的微裂紋，且表面很致密，屬于正常表面。從兩者表面形貌對(duì)比及B-1試樣的力學(xué)性能值可分析得出：B-1試樣外表面的裂紋是在拉伸試驗(yàn)過程中形成的，由于靠近斷口處局部區(qū)域內(nèi)的塑性變形量最大，易形成撕裂的裂紋，這是正常的拉伸特征；2號(hào)試樣外表面的微裂紋是水壓試驗(yàn)之前就已經(jīng)存在的，是材料外表面的缺陷，尺寸較大的裂紋則是在水壓試驗(yàn)過程中形成的，正是這種殼體外表面的微裂紋缺陷，導(dǎo)致了其水壓試驗(yàn)的低壓力開裂。

 

綜合分析

 

由上述理化檢驗(yàn)結(jié)果可知，該固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)殼體材料的化學(xué)成分、熱處理后力學(xué)性能均滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)要求。殼體鼓包處斷口發(fā)生了明顯的塑形變形，斷口宏觀、微觀形貌符合韌性斷裂的特征。由殼體外表面微觀形貌分析結(jié)果可判斷出：發(fā)動(dòng)機(jī)殼體鼓包處外表面存在微裂紋缺陷，在水壓試驗(yàn)過程中，殼體表面受到張應(yīng)力作用，裂紋首先會(huì)以已存在的微裂紋為裂紋源開始擴(kuò)展，在較低應(yīng)力作用下，尺寸較大的微裂紋率先失穩(wěn)擴(kuò)展，最終導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)殼體在水壓試驗(yàn)過程中發(fā)生低應(yīng)力開裂。

 

結(jié)論及建議

 

該固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)殼體水壓試驗(yàn)開裂的斷裂方式為低應(yīng)力韌性斷裂，殼體表面局部區(qū)域存在微裂紋缺陷是造成此次水壓試驗(yàn)低壓力開裂的主要原因。

 

作者：張博，工程師，西安航天動(dòng)力機(jī)械有限公司