保險(xiǎn)閥連通管疲勞斷裂分析及結(jié)構(gòu)改進(jìn)

余鋒 高健 武園浩 史剛 尹文輝

保險(xiǎn)閥連通管疲勞斷裂分析及結(jié)構(gòu)改進(jìn)

余鋒 高健 武園浩 史剛 尹文輝

（北京宇航系統(tǒng)工程研究所，深低溫技術(shù)研究北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100076）

應(yīng)用疲勞分析理論以及有限元失效分析方法，對(duì)保險(xiǎn)閥疲勞斷裂問(wèn)題進(jìn)行機(jī)理分析，結(jié)果表明振動(dòng)環(huán)境下連通管受雙向彎曲應(yīng)力影響，連通管焊接根部存在明顯的應(yīng)力集中，容易發(fā)生疲勞破壞。依據(jù)分析結(jié)果對(duì)連通管采取了支架/卡箍固定并改善連通管走向的改進(jìn)措施，對(duì)改進(jìn)結(jié)構(gòu)保險(xiǎn)閥連通管進(jìn)行微應(yīng)變及振動(dòng)疲勞壽命測(cè)試，試驗(yàn)結(jié)果表明改進(jìn)結(jié)構(gòu)改善了連通管應(yīng)力分布，連通管疲勞壽命提高了3倍以上。試驗(yàn)結(jié)果也驗(yàn)證了分析方法的正確性和可靠性，本文分析及試驗(yàn)方法對(duì)結(jié)構(gòu)件動(dòng)強(qiáng)度及疲勞壽命的設(shè)計(jì)和驗(yàn)證具有一定的參考價(jià)值。

保險(xiǎn)閥；斷裂；有限元分析；疲勞壽命；連通管

0 概述

保險(xiǎn)閥是運(yùn)載火箭關(guān)鍵單機(jī)之一，在火箭發(fā)射準(zhǔn)備過(guò)程中和火箭飛行過(guò)程中保護(hù)貯箱承壓安全，保險(xiǎn)閥故障為單點(diǎn)故障，保險(xiǎn)閥一旦發(fā)生故障，至少為II類故障模式。連通管為保險(xiǎn)閥關(guān)鍵零件，是保險(xiǎn)閥主閥與指揮閥連通導(dǎo)管。連通管故障可能引起保險(xiǎn)閥誤打開并無(wú)法關(guān)閉，最終導(dǎo)致火箭增壓輸送系統(tǒng)增壓功能失效，因此保險(xiǎn)閥連通管的可靠連接至關(guān)重要。某液體型號(hào)火箭保險(xiǎn)閥進(jìn)行通氣振動(dòng)考核試驗(yàn)中，完成出口方向振動(dòng)試驗(yàn)在進(jìn)行垂直保險(xiǎn)閥入口/出口方向振動(dòng)2min30s時(shí)連通管在靠近指揮閥一端焊接熱影響區(qū)附近發(fā)生斷裂，具體如圖1所示。

針對(duì)本次故障，本文應(yīng)用疲勞分析理論，采用有限元分析方法，對(duì)保險(xiǎn)閥主閥連通管斷裂故障進(jìn)行分析計(jì)算，設(shè)計(jì)了加強(qiáng)連通管振動(dòng)強(qiáng)度的結(jié)構(gòu)改進(jìn)措施，并對(duì)改進(jìn)結(jié)構(gòu)連通管的應(yīng)力分布及疲勞壽命進(jìn)行試驗(yàn)，以驗(yàn)證改進(jìn)措施的有效性。

1 斷裂連通管失效分析

連通管在管體一側(cè)的熔合線附近發(fā)生斷裂，約1/3周斷口沿熔合線擴(kuò)展、其它2/3周沿基體擴(kuò)展、局部擴(kuò)展到焊縫中心，斷口附近未見明顯的變形及機(jī)械損傷痕跡。導(dǎo)管斷面相對(duì)較平，有金屬光澤、無(wú)腐蝕痕跡，源區(qū)位于兩側(cè)表面熔合線外位置，為對(duì)稱雙源起裂，斷面未見宏觀材料缺陷，如圖2所示。

將斷口置于掃描電鏡下進(jìn)行微觀形貌觀察，斷口源區(qū)位于表面，源區(qū)呈磨損形貌，局部可見疲勞形貌，擴(kuò)展區(qū)可見明顯的疲勞條帶，終斷區(qū)面積較小，呈韌窩形貌，斷面未見材料缺陷，具體如圖3所示。以上形貌特征表明連接管的斷裂模式為雙向彎曲疲勞斷裂。

圖2 斷口宏觀形貌

圖3 斷口微觀形貌

2 保險(xiǎn)閥連通管斷裂仿真分析

2.1 有限元建模[1-2]

2.1.1物理模型

計(jì)算模型、網(wǎng)格劃分如圖4所示，連通管材料為不銹鋼0Cr18Ni9，屈服強(qiáng)度205MPa、抗拉強(qiáng)度520MPa[3]。為控制計(jì)算速度，對(duì)連通管采用較密網(wǎng)格，其他部件采用粗網(wǎng)格，連通管采用8節(jié)點(diǎn)六面體減縮積分殼單元（C3D8R），網(wǎng)格數(shù)為113991，其他部件采用四面體單元（C3D4），網(wǎng)格數(shù)為74728。各零件之間均采用Tie連接，計(jì)算中采用N-mm-t-s單位制，應(yīng)力單位為MPa。

圖4 有限元計(jì)算模型

2.1.2 載荷及邊界條件

在氧箱保險(xiǎn)閥底端入口法蘭處固定，振動(dòng)量級(jí)為19.88g，加速度功率譜密度見表1，分別施加三個(gè)方向(出口方向X方向，入口方向Y方向，垂直出口/入口方向Z方向)加速度振動(dòng)激勵(lì)，分析獲得在該振動(dòng)條件下連通管的應(yīng)力響應(yīng)及疲勞壽命。

表1 振動(dòng)條件

2.1.3分析步設(shè)置

共設(shè)兩個(gè)分析步，第一個(gè)是模態(tài)分析步，用于分析保險(xiǎn)閥連通管固有頻率及對(duì)應(yīng)模態(tài)，第二個(gè)是隨機(jī)響應(yīng)分析步，用于分析保險(xiǎn)閥連通管在隨機(jī)振動(dòng)激勵(lì)下的應(yīng)力響應(yīng)及疲勞壽命。

2.2 模態(tài)分析[4-5]

一般來(lái)說(shuō)，低階共振的振幅較大，對(duì)于結(jié)構(gòu)的危害較嚴(yán)重，高階共振振幅相對(duì)較小，危險(xiǎn)程度低一些，選用Frequency模塊，采用subspace法對(duì)前10階共振頻率及模態(tài)進(jìn)行分析，保險(xiǎn)閥連通管前三階共振頻率及模態(tài)如表2所示。

表2 模態(tài)分析結(jié)果

2.3 隨機(jī)響應(yīng)分析

選用Random Response模塊，對(duì)保險(xiǎn)閥連通管進(jìn)行隨機(jī)響應(yīng)分析，按保險(xiǎn)閥隨機(jī)振動(dòng)條件定義PSD功率譜密度。保險(xiǎn)閥施加垂直出口/入口（Z）方向加速度振動(dòng)激勵(lì)時(shí)，保險(xiǎn)閥連通管最大均方根應(yīng)力位于連通管靠近指揮閥一端焊接區(qū)域，最大值為68.68MPa，具體如表3所示，計(jì)算連通管應(yīng)力最大位置與實(shí)物斷裂位置一致。該點(diǎn)應(yīng)力譜密度波峰出現(xiàn)在307.3Hz，結(jié)合保險(xiǎn)閥連通管模態(tài)分析結(jié)果可以看出，保險(xiǎn)閥連通管應(yīng)力主要來(lái)自第一階共振頻率的激勵(lì)。保險(xiǎn)閥施加入口方向加速度振動(dòng)激勵(lì)時(shí)，連通管最大均方根應(yīng)力位置不變，最大值達(dá)95.02MPa，說(shuō)明在該方向振動(dòng)時(shí)連通管更容易發(fā)生斷裂，該點(diǎn)應(yīng)力譜密度波峰出現(xiàn)在304.1Hz，連通管應(yīng)力也主要來(lái)自第一階共振頻率的激勵(lì)。

表3 連通管應(yīng)力分布

2.4 疲勞壽命分析[6-8]

應(yīng)用材料的S-N曲線對(duì)保險(xiǎn)閥連通管的疲勞壽命進(jìn)行分析，材料S-N曲線可表示為

通過(guò)有限元分析得到連通管在隨機(jī)振動(dòng)作用下的Miss應(yīng)力功率譜密度曲線后，基于Dirlik方法結(jié)合Miner線性累積損傷理論計(jì)算結(jié)構(gòu)的隨機(jī)振動(dòng)疲勞壽命，計(jì)算公式如下表示

式（3）中，值表示在時(shí)間內(nèi)元件發(fā)生疲勞破壞的可能性，≥1表示材料發(fā)生了破壞。對(duì)三個(gè)垂直方向隨機(jī)振動(dòng)過(guò)程中疲勞壽命值進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如表4所示，20～1000Hz范圍內(nèi)連通管Z方向的疲勞壽命值為1.25，連通管有可能發(fā)生疲勞破壞，保險(xiǎn)閥連通管實(shí)物在該方向振動(dòng)2min30s時(shí)發(fā)生斷裂，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果一致。連通管Y方向的疲勞壽命值為35，值遠(yuǎn)大于1，在振動(dòng)時(shí)間內(nèi)，該方向連通管更容易發(fā)生疲勞破壞（由于Z方向試驗(yàn)連通管已經(jīng)斷裂，Y方向試驗(yàn)未進(jìn)行）。連通管X方向的疲勞壽命值為0.2，連通管發(fā)生疲勞破壞的可能性比較小，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果一致。

表4 疲勞壽命分析結(jié)果

3 結(jié)構(gòu)改進(jìn)

由前面分析知道，連通管斷裂故障是由于疲勞壽命設(shè)計(jì)不足導(dǎo)致連通管焊接部位應(yīng)力集中區(qū)雙向彎曲疲勞斷裂，為此可通過(guò)改善連通管懸臂結(jié)構(gòu)、控制連通管振幅等措施提高連通管動(dòng)強(qiáng)度和疲勞壽命。具體措施為：在連通管中部分別增加一個(gè)支架，支架通過(guò)螺栓固定在主閥、指揮閥法蘭盤上，連通管重新走樣，并通過(guò)卡箍將連通管固定在支架上，結(jié)構(gòu)改進(jìn)后狀態(tài)如圖5所示。

圖5 連通管結(jié)構(gòu)改進(jìn)

4 結(jié)構(gòu)改進(jìn)有效性分析及驗(yàn)證

4.1 隨機(jī)響應(yīng)分析

保險(xiǎn)閥連通管結(jié)構(gòu)改進(jìn)后振動(dòng)工況下均方根應(yīng)力及應(yīng)力譜密度如表5所示，改進(jìn)后連通管共振頻率提高，X、Z方向一階共振頻率勻由300Hz左右提高到700Hz左右，Y方向一階共振頻率也由304.1Hz提高到365Hz。在X、Z方向連通管最大應(yīng)力均在靠近指揮閥一端焊接區(qū)域，Y方向最大應(yīng)力在連通管中部區(qū)域，改進(jìn)后各方向最大應(yīng)力為52.3MPa，與結(jié)構(gòu)改進(jìn)前相比連通管應(yīng)力有明顯減?。ň唧w見表6），在X、Y、Z方向均方根應(yīng)力最大值分別由57.2MPa減小到43.8MPa、95MPa減小到37.9MPa、68.7MPa減小到52.3MPa，改進(jìn)措施效果明顯。

表5 連通管應(yīng)力分布

表6 改進(jìn)結(jié)構(gòu)連通管疲勞壽命

4.2 振動(dòng)疲勞分析

在X、Y、Z三個(gè)方向隨機(jī)振動(dòng)過(guò)程中，按疲勞失效理論對(duì)20～1000Hz范圍內(nèi)連通管的疲勞壽命進(jìn)行評(píng)估，如表6所示，X、Y、Z三個(gè)方向的值分別為0.01、1.2×10-3、0.08，均小于1，連通管振動(dòng)失效的可能性較小，連通管在振動(dòng)時(shí)間內(nèi)滿足疲勞壽命要求。與結(jié)構(gòu)改進(jìn)前相比，在X、Y、Z三個(gè)方向連通管疲勞壽命值分別由0.2減小到0.01、35減小到1.2×10-3、1.25減小到0.08，連通管振動(dòng)疲勞壽命明顯提高。

4.3 連通管微應(yīng)變測(cè)試

在連通管兩端焊接處及連通管中部分別布置應(yīng)變片，對(duì)振動(dòng)過(guò)程中連通管微應(yīng)變進(jìn)行測(cè)試，試驗(yàn)如圖6所示。測(cè)試結(jié)果如表7所示，將測(cè)試的微應(yīng)變與材料彈性模量相乘得到測(cè)試點(diǎn)的應(yīng)力，表中測(cè)試的微應(yīng)變?yōu)椴煌l率不同振動(dòng)時(shí)間下測(cè)試點(diǎn)的最大應(yīng)變，因此得到的應(yīng)力為該點(diǎn)在不同頻率下不同振動(dòng)時(shí)間下的最大應(yīng)力。從表中可以看出，連通管兩端焊接部位的應(yīng)力明顯大于連通管中間部位的應(yīng)力；改進(jìn)結(jié)構(gòu)前在不同方向振動(dòng)時(shí)連通管焊接部位在局部時(shí)刻最大應(yīng)力超過(guò)了材料的屈服強(qiáng)度，在持續(xù)振動(dòng)中連通管容易發(fā)生疲勞斷裂；連通管改進(jìn)結(jié)構(gòu)后，連通管應(yīng)力分布明顯改善，測(cè)試點(diǎn)的應(yīng)力均小于結(jié)構(gòu)改進(jìn)前，所有部位應(yīng)力均小于材料的屈服強(qiáng)度，連通管疲勞明顯改善，發(fā)生疲勞斷裂的可能性明顯減??；以上所有試驗(yàn)結(jié)果與分析計(jì)算結(jié)果一致。

4.4 連通管振動(dòng)疲勞壽命試驗(yàn)

1)連通管改進(jìn)結(jié)構(gòu)保險(xiǎn)閥按總均方根加速度19.88g進(jìn)行振動(dòng)試驗(yàn)，在、、三個(gè)方向分別振動(dòng)，每個(gè)方向振動(dòng)9min，在測(cè)試應(yīng)變敏感方向（3個(gè)方向振完，選出應(yīng)變最大的方向）Z方向繼續(xù)振動(dòng)18min。振動(dòng)試驗(yàn)結(jié)果如表8所示，試驗(yàn)結(jié)果表明，連通管沒有發(fā)生斷裂，改進(jìn)措施有效，與結(jié)構(gòu)改進(jìn)前相比，保險(xiǎn)閥連通管耐振能力明顯提高，連通管振動(dòng)疲勞壽命至少提高3倍以上。

圖6 連通管微應(yīng)變測(cè)試

Fig.6 Micro-strain test of the connecting pipe

5 結(jié)論

1）通過(guò)有限元分析及應(yīng)力應(yīng)變測(cè)試，獲得連通管應(yīng)力應(yīng)變分布及疲勞斷裂薄弱部位，并通過(guò)疲勞壽命分析理論計(jì)算，得到保險(xiǎn)閥連通管不同振動(dòng)方向下疲勞壽命，連通管兩端焊接部位在Y、Z兩個(gè)方向發(fā)生疲勞斷裂的可能性較大。

2）依據(jù)計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果，對(duì)連通管疲勞薄弱部位針對(duì)性提出連通管支架/卡箍固定的改進(jìn)結(jié)構(gòu)，改進(jìn)后連通管應(yīng)力分布明顯改善，連通管疲勞壽命提高3倍以上。

表7 連通管微應(yīng)變測(cè)試結(jié)果

表8 連通管疲勞壽命測(cè)試結(jié)果

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Fatigue Fracture Analysis and Structural Improvement of the Connecting Pipe of Safety Valve

YU Feng GAO Jian WU Yuan-hao SHI Gang YIN Wen-hui

(Beijing Institute of Astronautical Systems Engineering, Beijing Key Laboratory of Cryogenic Technology Research, Beijing, 100076, China)

The fracture fault of the connecting pipe was analyzed using the fatigue life theory and the FEA. The results shown that the fatigue fracture of the connecting pipe resulted from the stress concentration in the weld root of connecting pipe. Based on the analysis result, the structure of the connecting pipe was improved by optimizing pipe trend and adding bracket and clamp and a test of micro-strain and fatigue life was carried out on the efficiency of the improved structure. The test results shown the improved structure was effectual and the fatigue life of the connecting pipe were increased by at least 3 times, which testified the correctness and the reliability of the analysis way in the text from another point of view. The analysis and test methods in this paper have certain reference value for the design and verification of dynamic strength and fatigue life of structural parts.

safety valve; fracture; FEA; fatigue life; connecting pipe

TH136

A

1006-3919(2020)02-0019-07

10.19447/j.cnki.11-1773/v.2020.02.003

2019-10-21；

2020-01-07

極端工況服役的運(yùn)載火箭高性能閥門制造基礎(chǔ)，聯(lián)合基金項(xiàng)目（U1937602）

余鋒（1978—），男，高級(jí)工程師，博士，研究方向：箭體閥門設(shè)計(jì)；（100076）北京9200信箱10分箱12號(hào).