液體火箭發(fā)動機對接焊管道振動疲勞性能研究

周 帥，林 磊，杜大華，左敦桂，余偉煒，陳明亞，徐德城，曹 宇，霍世慧

(1.蘇州熱工研究院有限公司，江蘇 蘇州 215004； 2.液體火箭發(fā)動機技術重點實驗室，陜西 西安 710100)

0 引言

液體火箭發(fā)動機在試車和飛行任務中，振動引起的管路失效是發(fā)動機主要故障模式之一[1-3]。另外，隨著液體火箭發(fā)動機重復使用技術的發(fā)展，對包括管路在內的發(fā)動機各部件的使用壽命提出了更高要求。某型火箭在首飛任務中，出現(xiàn)了發(fā)動機降溫器燃料出口管接頭斷裂的故障。杜大華等分析發(fā)現(xiàn)導致接頭斷裂的主要因素是疲勞[4]。液體火箭發(fā)動機中存在許多小尺寸不銹鋼管道，多為對接焊縫連接，亦為容易發(fā)生振動疲勞斷裂的薄弱環(huán)節(jié)。目前，對于常用小尺寸不銹鋼管道的對接焊縫，尚缺少完整的疲勞性能試驗數(shù)據，無法準確評估其振動疲勞壽命[5-8]。這成為阻礙液體火箭發(fā)動機重復使用技術發(fā)展的重要問題之一。因此，亟需通過試驗手段獲取小尺寸不銹鋼管道對接焊縫振動疲勞性能。

標準試樣疲勞性能的試驗方法已經比較成熟，并早已形成標準[9-11]。ASME BPVC標準中給出了各種金屬材料的設計疲勞曲線[12]，這些疲勞曲線是基于光滑圓棒試樣單軸疲勞試驗、并經過應力和壽命修正后獲得。Harvey、Manjoine等對ASME BPVC標準中疲勞曲線所采用的應力和壽命修正系數(shù)的來源進行了研究，認為修正系數(shù)考慮的主要因素有：疲勞數(shù)據分散性、尺寸影響、表面粗糙度和環(huán)境等因素[13-14]。

焊縫結構疲勞性能一直是工業(yè)界關注重點，英國BS7608標準[15]按照焊縫實際情況以及載荷與焊縫的關系，給出了一系列對應級別的S-N曲線數(shù)據，使用時需要根據實際焊接接頭的幾何形狀及外部載荷來選擇標準中給出的最佳匹配焊接接頭及對應S-N曲線數(shù)據。ASME BPVC標準[12]對不同設計等級的管道，考慮應力指數(shù)或應力增強系數(shù)后，可獲得焊縫、三通、支管接頭等不連續(xù)結構的設計疲勞極限。EPRI對小尺寸管道承插焊縫的振動疲勞性能及主要影響因素進行了系統(tǒng)研究，給出了提高承插焊縫抗疲勞性能的改進建議[16]。修俊杰對厚壁304L小尺寸管道承插焊高周疲勞失效機理與延壽技術進行了研究，利用管道共振原理研究了管道根部承插焊縫的疲勞性能及其主要影響因素，揭示了承插焊的疲勞開裂特點，并給出改善措施[17]。

1 試驗設計

液體火箭發(fā)動機小尺寸管道對接焊試樣的振動疲勞試驗裝置如圖1所示。裝置由振動激勵系統(tǒng)、試樣夾持裝置、交變應力監(jiān)測系統(tǒng)和泄漏檢測系統(tǒng)組成。振動激勵系統(tǒng)為ES—20—320/LT0707電動振動試驗臺，由水平振動臺、勵磁電源、功率放大器、控制儀和控制終端計算機組成。該振動系統(tǒng)激勵頻率范圍為5～2 000 Hz。

圖1 試驗裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of test device

試樣夾持裝置實物如圖2所示。用栓接于底板的槽鋼立柱來固定管道試樣。槽鋼立柱與管道試樣之間設置如圖3所示的管夾和管夾架，兩者之間可圍繞固定螺栓轉動，使管道試樣在水平方向成為簡支梁結構。

圖2 振動臺實物圖Fig.2 Actual drawing of vibration test bench

圖3 管夾和管夾架Fig.3 Pipe clamp and pipe holder

交變應力監(jiān)測系統(tǒng)由應變片、應變采集儀和采集終端計算機組成。應變片型號為KFG—3—120—C1—11 L1M2R，靈敏度為2.12。應變片粘貼于管道試樣中間焊縫旁的直管外壁處，用于監(jiān)測試樣軸向應力。應變采集儀型號為SCM VB8III-RT。

泄漏檢測系統(tǒng)由空氣壓縮機、供氣管路和管道試樣堵頭組成。管道試樣一端完全密封，另外一端通過供氣管路與空氣壓縮機連通。通過減壓閥將空氣壓縮機出口壓力調節(jié)為0.4 MPa，當焊縫處出現(xiàn)貫穿裂紋時，可檢測到泄漏氣體，則停止試驗。

2 試樣制備

2.1 管道參數(shù)

液體火箭發(fā)動機管道材質為1Cr18Ni9Ti，外徑為28 mm，壁厚為1.5 mm，依據GJB 2296A—2005標準[18]制造?；瘜W成分、抗拉強度和斷后伸長率檢測結果均滿足航空標準要求，其中抗拉強度為550 MPa、斷后伸長率為40%。管道材質的彈性模量為207 GPa，密度為7 850 kg/m3。

2.2 焊接參數(shù)

管道試樣總長1 800 mm，中間為對接焊縫，被夾持部分長度為1 600 mm。對接焊坡口為I型，焊縫寬度為6 mm，外壁余高為1 mm，內壁余高為0.5 mm。采用手工氬弧焊進行焊接，焊絲牌號為H00Cr21Ni10，焊縫層間溫度不大于100 ℃，氬氣純度不小于99.96%，正面氬氣流量為9 L/min，背面氬氣流量為10 L/min，打底和填充電流均設置為60 A。焊后進行RT檢測，結果均合格。

2.3 試樣振動特性分析

本文試驗原理為在試樣1階固有頻率附近進行激振，使試樣產生1階共振，在中間焊縫位置振動應力最大。通過動力學計算獲取試樣1階固有頻率，并預測最大激振加速度下的交變應力幅值和分布特征。試樣中間位置焊縫按照實際尺寸建立，對焊縫結構及其附近直管段網格進行加密。由于后續(xù)振動疲勞試驗中應變片粘貼在焊縫附近的直管壁外表面且以粘貼位置的應力強度作為評價參數(shù)。因此，對于計算結果僅提取焊縫附近直管壁外表面的應力強度值。

如圖4，建立試樣有限元模型，包含351 256個節(jié)點，262 944個單元。距離中心點兩端各800 mm處對上下節(jié)點施加位移約束，使管道試樣在水平方向呈簡支梁結構。模態(tài)分析得到試樣1階固有頻率為28.8 Hz。

圖4 管道試樣模型Fig.4 Pipe sample model

采用ANSYS動力分析模塊計算管道試樣響應。激振加速度為40 m/s2，激振頻率為28 Hz(略低于1階固有頻率)時的應力云圖如圖5所示。應力幅最大點出現(xiàn)在對接焊縫焊趾處，向兩端逐漸減小。焊趾旁的直管外壁處交變應力幅值為269.5 MPa。

圖5 應力云圖Fig.5 Stress nephogram

3 試驗結果分析

3.1 試驗與數(shù)據分析

試驗過程中，振動臺激振加速度為控制參數(shù)，應變幅(應變幅為應力幅除以彈性模量)為監(jiān)測參數(shù)。試驗開始時將激振加速度設置較低水平，然后逐漸增加直至達到試驗所需應變幅。

為快速找到合適的應力幅(本試驗中主要研究循環(huán)次數(shù)超過50 000次的情況)，往往從高應力幅開始試驗。通常光滑試樣的疲勞極限取抗拉強度的0.4～0.5倍，考慮到焊縫結構應力集中的影響，本試驗開始應力幅也選取抗拉強度的0.4～0.5倍。本文取235 MPa作為開始應力幅。

試驗共分為5組，其中第1組至第4組試驗分別將應力幅設置為235、197、177、157 MPa，每組3個試樣。第五組試驗通過升降法(小子樣)[19]測107循環(huán)次數(shù)下的疲勞極限，共使用6個試樣。應變采集頻率設置為800 Hz。

3.2 試樣振動疲勞S-N曲線

對各試樣試驗數(shù)據進行統(tǒng)計分析，得到應力幅—循環(huán)次數(shù)的結果如表1所示，試樣14、試樣16和試樣17的循環(huán)次數(shù)均超過107次，但未出現(xiàn)貫穿裂紋。相同應力幅所對應的試樣疲勞壽命存在一定的分散性，且這種分散性隨著應力幅的降低而呈增大趨勢。

表1 管道對接焊接頭振動疲勞應力—壽命試驗結果

使用試樣1～12的數(shù)據繪制中值S-N曲線的左支，參考金屬材料疲勞試驗數(shù)據分析方法[10]進行數(shù)據擬合，得到如圖6所示的擬合曲線，擬合曲線關系為

圖6 中值S-N曲線左支數(shù)據擬合結果Fig.6 Fitting result of left branch data of median S-N curve

logN=9.255 59-0.019 04S

(1)

式中：N為循環(huán)次數(shù)；S為應力幅， MPa。

使用試樣13～18的數(shù)據組對獲取107循環(huán)次數(shù)下的疲勞極限值(中值S-N曲線右支)為125.3 MPa。將獲取的中值S-N曲線左支和右支組合，得到如圖7所示對接焊管件的中值S-N曲線。

圖7 中值S-N曲線Fig.7 Median S-N curve

圖7中的結果是置信度為90%，失效概率為50%的中值S-N曲線?？紤]工程應用應具有一定安全裕度，該曲線不能直接作為管道動強度設計S-N曲線使用。ASME標準中的設計S-N曲線由光滑試樣的中值S-N曲線經過應力縮減系數(shù)或壽命縮減系數(shù)修正后獲得。參考ASME BPVC—2015標準對圖7的曲線分別進行應力縮減系數(shù)2和壽命縮減系數(shù)12的修正，得到如圖8所示的設計S-N曲線。

圖8 設計振動S-N曲線Fig.8 Design vibration S-N curve

設計S-N曲線的表達式為

logN=9.255 59—0.038 08S

(2)

該曲線中典型循環(huán)壽命下的應力幅如表2所示。

表2 疲勞壽命統(tǒng)計

ASME BPVC—2015標準中奧氏體不銹鋼材料在不同循環(huán)壽命下的疲勞強度值如表3。對于對接焊縫，疲勞強度通過除以2i(i為應力增強系數(shù)，本文試樣對接焊縫對應的i=1)進行修正，結果如表3。相同循環(huán)次數(shù)Ni下，定義本文試驗獲得的允許應力幅S1i與ASME標準中允許應力幅S2i的比值為r=S1i/S2i，計算表2與表3中試驗數(shù)據可得r=1.02～1.36。且應力幅越低，r值越大，即低應力下焊接管件試驗得到的設計疲勞曲線相對ASME標準基于應力增強系數(shù)修正后的疲勞曲線有更長的壽命，基于本文的設計疲勞曲線能夠更進一步挖掘焊接管件的疲勞耐久性能。

表3 ASME標準中奧氏體不銹鋼材料S-N曲線數(shù)據

3.3 試樣斷口特征分析

以試樣5為例，失效試樣的斷口特征分別如圖9～圖11所示。

圖9 失效試樣外形圖(試樣5)Fig.9 Outline drawing of failure specimen (sample 5)

圖10 斷口宏觀圖(試樣5)Fig.10 Macrograph of fracture (sample 5)

圖11 電鏡掃描圖(試樣5)Fig.11 Scanning electron microscope (sample 5)

由圖9和圖10可知，斷口出現(xiàn)在焊趾處，且斷口平整，未見明顯的塑性變形，是典型的疲勞斷裂特征。圖11(a)中將斷口由外壁至內壁依次標號為區(qū)域1～區(qū)域5，從區(qū)域2至區(qū)域5可見明顯的疲勞輝紋。如圖11(b)所示，區(qū)域5疲勞輝紋間距約為1 275 nm(選取該區(qū)域內中間值)。選取不同應力水平下失效試樣，對各區(qū)域的疲勞輝紋間距進行統(tǒng)計，結果如表4。疲勞輝紋間距從斷口外壁至內壁逐漸增大。疲勞輝紋間距代表載荷循環(huán)一次裂紋的擴展長度，即裂紋擴展速度da/dN。一般裂紋擴展速率隨裂紋長度的增加而增大，所以可以判斷裂紋從管道外壁焊趾處啟裂。

表4 疲勞輝紋間距

3.4 裂紋穩(wěn)定擴展壽命分析

Paris公式為經典的裂紋擴展速率表達式，其形式為

(3)

對式(3)兩邊取對數(shù)，可得

(4)

根據試樣5、試樣7和試樣12的應力幅和各區(qū)域裂紋擴展速率(疲勞輝紋間距)，可通過線性擬合反推出常數(shù)C和n。擬合曲線如圖12所示，最終求得C=3.89×10-11，n=2.835 19，裂紋擴展速率公式為

圖12 裂紋擴展速率線性擬合結果(試樣5、7、12)Fig.12 Linear fitting results of crack growth rate (samples 5,7,12)

(5)

其中

對式(3)進行積分運算，可得裂紋穩(wěn)定擴展壽命

(6)

式中:C和n已知；Δσ為應力范圍(裂紋擴展階段，壓應力對擴展無貢獻，因此此處應力范圍等于應力幅，為已知量)；a0和ac分別為裂紋初始長度和臨界長度，通過斷口尺寸可獲取，為已知量。將不同應力水平下裂紋擴展壽命列于表5，可見疲勞裂紋擴展壽命占總壽命的比重少于10%，且隨著應力幅的減小，擴展壽命占比減小。

表5 各應力水平下疲勞裂紋擴展壽命及其占比

由此可知，在承受振動載荷的情況下，薄壁管一旦出現(xiàn)疲勞裂紋萌生，則會快速擴展而造成穿壁裂紋，因此常用的無損檢測方法幾乎不可能提前探測到振動疲勞裂紋，降低這類管件疲勞失效風險的最可靠方法是根據預期壽命來控制振動載荷或管件的振動響應水平，使其振動應力水平處于允許應力幅之下。

4 結論

通過小尺寸不銹鋼管道對接焊縫單軸振動疲勞試驗，得到了液體火箭發(fā)動機對接焊管道的振動疲勞S-N曲線，對試驗數(shù)據和樣品斷口分析得出如下結論：

1)通過實際管件的振動疲勞試驗，獲得了管件在不同應力幅下的實際疲勞壽命。相同應力幅下，試樣的疲勞壽命存在分散性，且這種分散性隨應力幅的降低而增大。

2)通過數(shù)據擬合獲得了管件的振動疲勞中值S-N曲線和設計S-N曲線及相應的擬合公式，所得設計疲勞曲線相對ASME BPVC標準保守裕度降低，但更接近于該特定焊接管道的真實疲勞耐久特性。

3)在Paris裂紋擴展公式基礎上，擬合獲取了裂紋穩(wěn)定擴展速率公式和裂紋穩(wěn)定擴展壽命評估公式。裂紋穩(wěn)定擴展壽命占疲勞總壽命的10%以下，且隨應力幅減小占比減小。