浮空器管材結(jié)構(gòu)連接方式比較及拉伸強(qiáng)度分析

龔文韜，張?zhí)┤A，屈 維，何澤青，羅海波，李 濤

（中國(guó)科學(xué)院空天信息創(chuàng)新研究院，北京 100094）

0 引言

浮空器是一種運(yùn)用輕氣體浮力原理實(shí)現(xiàn)懸浮飛行的航空器[1-2]，它具有長(zhǎng)航時(shí)、低成本、高載荷等優(yōu)點(diǎn)[3-5]，廣泛應(yīng)用于氣象探測(cè)、通信中繼等領(lǐng)域[6-12]。浮空器的結(jié)構(gòu)件如吊艙[13]、過(guò)渡架及推進(jìn)支架[14]等多采用金屬管材連接，其連接方式的選擇將直接影響浮空器的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和飛行安全。實(shí)際飛行中，在浮空器升空階段會(huì)伴有大的向上加速度，吊艙等管材結(jié)構(gòu)件受加速度影響可能發(fā)生拉伸斷裂。因此，研究浮空器管材的結(jié)構(gòu)連接方式及拉伸強(qiáng)度分析，具有重要的理論和實(shí)踐意義。

目前，常用的浮空器管材連接方式主要有螺接[15-16]和焊接[17-18]兩種。然而，不同的材料和連接方式會(huì)對(duì)管材連接強(qiáng)度和可靠性產(chǎn)生不同的影響，需要進(jìn)行相應(yīng)的比較和分析。

本研究選取廣泛應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域的鋁合金[19]和鈦合金管材[20]，采用螺接和焊接兩種方式進(jìn)行連接。通過(guò)力學(xué)性能測(cè)試及斷裂原因分析，探討2A12鋁合金、6061 鋁合金和TA1 鈦合金這3 種材料的管材采用不同連接方式的優(yōu)缺點(diǎn)及適用性，旨在為浮空器管材結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)和制造提供科學(xué)、可靠的參考依據(jù)。

1 研究對(duì)象及研究方法

1.1 研究對(duì)象

研究對(duì)象為浮空器結(jié)構(gòu)常用的管材材料2A12 鋁合金、6061 鋁合金和TA1 鈦合金。TA1 鈦合金化學(xué)成分如表1所示。

表1 TA1鈦合金化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.1 Chemical composition of TA1Ti (mass fraction)

其雜質(zhì)含量較化學(xué)純鈦要多，因而強(qiáng)度、硬度也稍高，其力學(xué)性能及化學(xué)性質(zhì)與不銹鋼相近。它比其他鈦合金強(qiáng)度低、塑性好，其可焊接、可切削加工，耐腐蝕性較好。

2A12 鋁合金化學(xué)成分如表2 所示。其具有良好的耐腐蝕性、可加工性和焊接性能，廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車(chē)制造等領(lǐng)域。

表2 2A12鋁合金化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.2 Chemical composition of 2A12 aluminum alloy (mass fraction)

6061鋁合金化學(xué)成分如表3所示。其具有優(yōu)良的可加工性、耐腐蝕性和強(qiáng)度，不僅廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車(chē)制造等領(lǐng)域，還用于制造各種機(jī)械零部件和結(jié)構(gòu)材料。

表3 6061鋁合金化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.3 Chemical composition of 6061 aluminum alloy (mass fraction)

實(shí)驗(yàn)材料的物理性能及力學(xué)性能如表4所示。

表4 實(shí)驗(yàn)材料的物理性能及力學(xué)性能Tab.4 Physical properties and mechanical properties of test materials

1.2 研究方法

根據(jù)材料、管徑等對(duì)研究樣件進(jìn)行編號(hào)，如表5所示。由于本研究以實(shí)際工程應(yīng)用為導(dǎo)向，選取浮空器結(jié)構(gòu)常用管材作為樣件原材料，例如，為滿(mǎn)足浮空器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)質(zhì)量及強(qiáng)度要求，小質(zhì)量載荷吊艙多采用2 mm 壁厚的6061 鋁合金管材，大質(zhì)量載荷吊艙則多采用3 mm壁厚2A12鋁合金管材。

表5 研究樣件設(shè)計(jì)方案Tab.5 Experimental sample design

制備研究樣件如圖1 所示。首先，將單一金屬材料管材按照?qǐng)D紙加工為I段、Ⅱ段、Ⅲ段。I段與Ⅱ段間進(jìn)行45°斜焊縫連接；Ⅱ段與Ⅲ段間進(jìn)行垂直焊縫連接。其中：6061 鋁合金及2A12 鋁合金管材采用交流55A 氬弧焊焊接，焊料選用鋁硅焊材；TA1鈦合金采用直流180A 氬弧焊焊接，焊料選用TA1 鈦焊材。最后，將端部接頭通過(guò)螺接孔位與焊接好的管材進(jìn)行螺接。需要注意的是，單獨(dú)研究樣件的所有組成部分均為同一材料。

圖1 研究樣件示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental sample

研究采用的力學(xué)儀器為Instron 6800 系列通用測(cè)試系統(tǒng)，加載速度設(shè)定為1 mm/min。根據(jù)測(cè)試所得數(shù)據(jù)計(jì)算抗拉強(qiáng)度及剪切強(qiáng)度，當(dāng)研究樣件斷裂在焊縫或母材時(shí)，計(jì)算管材的抗拉強(qiáng)度σ，表達(dá)式為：

式（1）中：A為受力面積，mm2；Fmax為最大拉力，kN；D為管材外徑，mm；l為管材壁厚，mm。

當(dāng)研究樣件斷裂在螺接處時(shí)，計(jì)算螺接處破壞時(shí)的剪切強(qiáng)度τ，表達(dá)式為：

式（2）中，d為螺接直徑，mm。

通過(guò)結(jié)合各研究樣件的力學(xué)性能參數(shù)及斷裂形貌，對(duì)不同斷裂形式的樣件進(jìn)行斷裂原因分析，討論2A12鋁合金、6061鋁合金和TA1鈦合金這3種材料管材采用不同連接方式的優(yōu)缺點(diǎn)及適用性。

2 力學(xué)性能及斷裂形貌對(duì)比

本節(jié)歸納不同材料研究樣件的力學(xué)性能參數(shù)及樣件斷口形貌。

2.1 6061鋁合金樣件力學(xué)性能及斷裂形貌

對(duì)1#～3#的研究樣件進(jìn)行拉伸測(cè)試，測(cè)試結(jié)果及拉伸斷裂點(diǎn)如圖2所示。

圖2 6061鋁合金樣件力學(xué)性能及斷裂形貌Fig.2 Mechanical properties and fracture morphology of 6061 aluminum alloy specimens

可以看出，1#樣件斷裂在Ⅱ段及Ⅲ段間的垂直焊縫處，樣件最大拉伸力為17 250 N，根據(jù)公式計(jì)算得出對(duì)應(yīng)抗拉強(qiáng)度為189 MPa；2#樣件斷裂在I段及Ⅱ段間的斜向焊縫處，樣件最大拉伸力為16 150 N，根據(jù)公式計(jì)算得出對(duì)應(yīng)抗拉強(qiáng)度為177 MPa。與垂直焊縫斷裂時(shí)抗拉強(qiáng)度差別不大，證明當(dāng)管材只受到徑向拉伸力時(shí)，焊縫的角度對(duì)管材抗拉強(qiáng)度影響不大。為了進(jìn)一步測(cè)試6061鋁合金樣件螺接的連接強(qiáng)度，在3#樣件中置入過(guò)盈鋁棒以增強(qiáng)管材中部連接強(qiáng)度。3#樣件斷裂在螺接孔位處，從圖2 c)中可明顯觀察到管壁發(fā)生剪切斷裂，樣件最大拉伸力為24 027 N，根據(jù)公式計(jì)算得出對(duì)應(yīng)剪切強(qiáng)度為375 MPa。本研究以實(shí)際工程應(yīng)用為導(dǎo)向，評(píng)判管材連接方式時(shí)將以樣件實(shí)際承受的最大拉伸力為判斷依據(jù)，因此得出，6061 鋁合金管件采用焊接連接時(shí)易在焊縫處發(fā)生脆斷，采用螺接方式優(yōu)于焊接方式，相應(yīng)連接強(qiáng)度提高39.3%。

2.2 2A12鋁合金樣件力學(xué)性能及斷裂形貌

對(duì)4#～7#的研究樣件進(jìn)行拉伸測(cè)試，測(cè)試結(jié)果及拉伸斷裂點(diǎn)如圖3所示。

圖3 2A12鋁合金樣件力學(xué)性能及斷裂形貌Fig.3 Mechanical properties and fracture morphology of 2A12 aluminum alloy specimens

如圖3 a）～c）所示，4#～6#樣件均在螺接孔位處發(fā)生明顯的剪切斷裂，最大拉伸力分別為45 754 N、46 656 N 及46 299 N，經(jīng)過(guò)公式計(jì)算得到對(duì)應(yīng)剪切強(qiáng)度為476 MPa、486 MPa 及482 MPa。由于樣件4#～6#均斷裂在螺接孔位處，證明2A12 鋁合金管材焊接連接強(qiáng)度大于螺接連接強(qiáng)度。

為了進(jìn)一步測(cè)試出2A12 鋁合金樣件焊接的連接強(qiáng)度，將連接接頭由螺接轉(zhuǎn)換為焊接形式，如圖3 d）所示，發(fā)現(xiàn)斷裂發(fā)生在接頭焊縫處，最大拉伸力為26 104N，遠(yuǎn)低于4#～6#樣件的連接強(qiáng)度，具體原因?qū)⒃谙挛倪M(jìn)行分析。

2.3 TA1鈦合金樣件力學(xué)性能及斷裂形貌

對(duì)8#、9#的研究樣件進(jìn)行拉伸測(cè)試，測(cè)試結(jié)果及拉伸斷裂點(diǎn)如圖4所示。

圖4 TA1鈦合金樣件力學(xué)性能及斷裂形貌Fig.4 Mechanical properties and fracture morphology of TA1 titanium

從圖4 可知，8#樣件在螺接孔位處發(fā)生明顯的剪切斷裂，最大拉伸力為10 626 N，經(jīng)公式計(jì)算得到對(duì)應(yīng)剪切強(qiáng)度為442 MPa。為進(jìn)一步測(cè)試出TA1鈦合金樣件焊接的連接強(qiáng)度，將連接接頭由螺接轉(zhuǎn)換為焊接形式。9#樣件斷裂在母材處，最大拉伸力為19 964 N，對(duì)應(yīng)抗拉強(qiáng)度為652 MPa。這證明，TA1 鈦合金管材焊接連接強(qiáng)度大于母材，且與螺接相比，連接強(qiáng)度提高了87.8%。

3 斷裂原因分析及仿真驗(yàn)證

本節(jié)將根據(jù)各研究樣件力學(xué)性能及斷裂形貌分析其斷裂原因，并結(jié)合仿真分析進(jìn)行驗(yàn)證。從圖5 可以看出，1#、2#樣件焊縫斷面內(nèi)無(wú)環(huán)形分界線(xiàn)，說(shuō)明焊縫飽滿(mǎn)，焊料完全填充。焊縫斷面銳利無(wú)黏連痕跡，整體斷裂形貌為脆性斷裂。

圖5 6061鋁合金樣件斷面Fig.5 Section of 6061 aluminum alloy sample

為了探究其斷裂原因，對(duì)6061鋁合金研究樣件的拉伸過(guò)程進(jìn)行模擬，設(shè)置焊縫兩側(cè)母材共節(jié)點(diǎn)，拉伸力設(shè)定為樣件斷裂時(shí)最大拉力17 250 N。仿真結(jié)果如圖6所示。

圖6 6061鋁合金研究樣件拉伸過(guò)程仿真Fig.6 Simulation of 6061 aluminum alloy experimental sample tensile process

從圖6 a）可以看出，螺接孔位附近受到的拉壓應(yīng)力最大；圖6 b）、c）表示管材受最大拉力時(shí)的形變位移?？梢钥吹?，樣件I段和Ⅲ段在環(huán)向發(fā)生明顯形變，樣件管壁塑性變形區(qū)域隨拉力變大向管材中部發(fā)展。當(dāng)塑性形變到達(dá)焊縫區(qū)域時(shí)，焊縫內(nèi)部的微小裂紋會(huì)隨著管壁形變迅速擴(kuò)張，從而造成焊縫的脆性斷裂，這證明管材形變是影響焊縫強(qiáng)度的重要因素，應(yīng)結(jié)合使用工況避免焊縫處于形變區(qū)。

參考表1、3、4發(fā)現(xiàn)，對(duì)比2A12鋁合金及TA1鈦合金，6061 鋁合金化學(xué)成分中Fe元素含量極少，而Fe元素可以與其他元素形成固溶體，增加合金的強(qiáng)度和硬度。相對(duì)低的強(qiáng)度和硬度也是6061 鋁合金管材在低拉伸強(qiáng)度下發(fā)生斷裂的原因之一。

如圖7所示，2A12鋁合金7#樣件斷裂在端部接頭處，焊縫兩側(cè)斷面存在一道明顯的環(huán)形分界線(xiàn)，這是由于焊料未完全填充導(dǎo)致的管材焊接不徹底，進(jìn)而導(dǎo)致焊縫內(nèi)存在1圈因應(yīng)力集中而開(kāi)裂的環(huán)形邊界。

圖7 2A12鋁合金樣件斷面Fig.7 Section of 2A12 aluminum alloy sample

對(duì)2A12 鋁合金研究樣件的拉伸過(guò)程進(jìn)行模擬，拉伸力設(shè)定為7#樣件斷裂時(shí)最大拉力26 104 N，仿真結(jié)果如圖8所示。

圖8 2A12鋁合金研究樣件拉伸過(guò)程仿真Fig.8 Simulation of 2A12 aluminum alloy experimental sampletensile process

從圖8 a）中可以看出，端部接頭的焊縫發(fā)生了應(yīng)力集中，這導(dǎo)致焊縫中的環(huán)形邊界處開(kāi)始出現(xiàn)裂紋;通過(guò)圖8 c）發(fā)現(xiàn)，端部接頭焊縫處出現(xiàn)了明顯的管壁形變，這導(dǎo)致原本因應(yīng)力集中而產(chǎn)生的裂紋加速發(fā)展，最終造成焊縫斷裂。因此，7#樣件連接強(qiáng)度遠(yuǎn)低于4#～6#樣件的連接強(qiáng)度。這證明，在實(shí)際工程應(yīng)用中，管材兩端的接頭連接處相比管材中部連接處更易斷裂，進(jìn)行焊接操作時(shí)要嚴(yán)格檢查端部焊縫的成型質(zhì)量，避免發(fā)生工程意外。

如圖9所示，TA1鈦合金9#樣件斷裂在母材處，觀察其斷面發(fā)現(xiàn)，母材不止發(fā)生韌性斷裂，還伴有明顯的撕裂痕跡。

圖9 TA1鈦合金樣件斷面Fig.9 Section of TA1 titanium alloy sample

為了探究產(chǎn)生撕裂的原因，對(duì)TA1 鈦合金研究樣件的拉伸過(guò)程進(jìn)行模擬，拉伸力設(shè)定為9#樣件斷裂時(shí)最大拉力19 964 N，仿真結(jié)果如圖10所示。

圖10 TA1鈦合金研究樣件拉伸過(guò)程仿真Fig.10 Simulation of TA1 titanium alloy experimental sample tensile process

從圖10 a）中可以看出，最大應(yīng)力集中在端部接頭焊縫處，但斷裂卻發(fā)生在母材，說(shuō)明TA1 鈦合金管件的焊接連接強(qiáng)度超過(guò)母材。結(jié)合圖10 b）、c）中管壁在x、y方向上的位移，對(duì)比圖4 b）中的斷裂位置發(fā)現(xiàn)，母材斷裂發(fā)生在管壁劇烈形變的區(qū)域，管材在x方向向內(nèi)凹陷，在y方向向外擴(kuò)張，使管材在發(fā)生韌性斷裂過(guò)程中產(chǎn)生撕裂，進(jìn)一步加快了管材的斷裂速度。結(jié)合以上分析證明，發(fā)生母材斷裂時(shí)的連接強(qiáng)度也會(huì)受到管材形變的影響而降低，因此，在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)階段不應(yīng)簡(jiǎn)單計(jì)算抗拉強(qiáng)度是否滿(mǎn)足要求，還應(yīng)預(yù)留足夠的安全系數(shù)，防止管材形變?cè)斐傻挠绊憽?/p>

4 結(jié)論

浮空器管材結(jié)構(gòu)連接方式選擇及其力學(xué)性能是浮空器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的重要輸入?yún)?shù)之一。本文通過(guò)結(jié)合使用工況下管材結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能參數(shù)、管件受力仿真及斷口表面分析，量化了不同連接形式的連接強(qiáng)度并對(duì)其影響因素加以說(shuō)明。

1） 6061 鋁合金管材螺接方式連接強(qiáng)度相比焊接方式提高39.3%；2A12 鋁合金管材焊接方式連接強(qiáng)度優(yōu)于螺接方式；TA1 鋁合金管材焊接連接強(qiáng)度優(yōu)于母材，且與螺接連接強(qiáng)度相比提高87.8%。

2） 管材形變是影響焊縫連接強(qiáng)度的重要因素，應(yīng)結(jié)合實(shí)際工況，通過(guò)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)避免焊縫處于形變區(qū)。

3） 應(yīng)力集中易發(fā)生在管材端部連接處，從而導(dǎo)致端部焊縫發(fā)生斷裂。應(yīng)嚴(yán)格檢查端部焊縫的成型質(zhì)量，避免發(fā)生工程意外。

4） 管材形變會(huì)使母材斷裂時(shí)伴有撕裂現(xiàn)象，會(huì)進(jìn)一步降低管材的最大連接強(qiáng)度。

同時(shí)，研究中也證明了6061鋁合金管件不適合采用交流55A 氬弧焊焊接，需要對(duì)焊接工藝進(jìn)行優(yōu)化。因此，對(duì)浮空器管材結(jié)構(gòu)焊接工藝的研究也是我們后續(xù)將要進(jìn)行的研究?jī)?nèi)容之一。