余鋒 高健 武園浩 史剛 尹文輝

保險閥連通管疲勞斷裂分析及結(jié)構(gòu)改進

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)研究北京市重點實驗室，北京 100076）

應用疲勞分析理論以及有限元失效分析方法，對保險閥疲勞斷裂問題進行機理分析，結(jié)果表明振動環(huán)境下連通管受雙向彎曲應力影響，連通管焊接根部存在明顯的應力集中，容易發(fā)生疲勞破壞。依據(jù)分析結(jié)果對連通管采取了支架/卡箍固定并改善連通管走向的改進措施，對改進結(jié)構(gòu)保險閥連通管進行微應變及振動疲勞壽命測試，試驗結(jié)果表明改進結(jié)構(gòu)改善了連通管應力分布，連通管疲勞壽命提高了3倍以上。試驗結(jié)果也驗證了分析方法的正確性和可靠性，本文分析及試驗方法對結(jié)構(gòu)件動強度及疲勞壽命的設計和驗證具有一定的參考價值。

保險閥；斷裂；有限元分析；疲勞壽命；連通管

0 概述

保險閥是運載火箭關(guān)鍵單機之一，在火箭發(fā)射準備過程中和火箭飛行過程中保護貯箱承壓安全，保險閥故障為單點故障，保險閥一旦發(fā)生故障，至少為II類故障模式。連通管為保險閥關(guān)鍵零件，是保險閥主閥與指揮閥連通導管。連通管故障可能引起保險閥誤打開并無法關(guān)閉，最終導致火箭增壓輸送系統(tǒng)增壓功能失效，因此保險閥連通管的可靠連接至關(guān)重要。某液體型號火箭保險閥進行通氣振動考核試驗中，完成出口方向振動試驗在進行垂直保險閥入口/出口方向振動2min30s時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。

針對本次故障，本文應用疲勞分析理論，采用有限元分析方法，對保險閥主閥連通管斷裂故障進行分析計算，設計了加強連通管振動強度的結(jié)構(gòu)改進措施，并對改進結(jié)構(gòu)連通管的應力分布及疲勞壽命進行試驗，以驗證改進措施的有效性。

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周斷口沿熔合線擴展、其它2/3周沿基體擴展、局部擴展到焊縫中心，斷口附近未見明顯的變形及機械損傷痕跡。導管斷面相對較平，有金屬光澤、無腐蝕痕跡，源區(qū)位于兩側(cè)表面熔合線外位置，為對稱雙源起裂，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，屈服強度205MPa、抗拉強度520MPa[3]。為控制計算速度，對連通管采用較密網(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，計算中采用N-mm-t-s單位制，應力單位為MPa。

圖4 有限元計算模型

2.1.2 載荷及邊界條件

在氧箱保險閥底端入口法蘭處固定，振動量級為19.88g，加速度功率譜密度見表1，分別施加三個方向(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)加速度振動激勵，分析獲得在該振動條件下連通管的應力響應及疲勞壽命。

表1 振動條件

2.1.3分析步設置

共設兩個分析步，第一個是模態(tài)分析步，用于分析保險閥連通管固有頻率及對應模態(tài)，第二個是隨機響應分析步，用于分析保險閥連通管在隨機振動激勵下的應力響應及疲勞壽命。

2.2 模態(tài)分析[4-5]

一般來說，低階共振的振幅較大，對于結(jié)構(gòu)的危害較嚴重，高階共振振幅相對較小，危險程度低一些，選用Frequency模塊，采用subspace法對前10階共振頻率及模態(tài)進行分析，保險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 隨機響應分析

選用Random Response模塊，對保險閥連通管進行隨機響應分析，按保險閥隨機振動條件定義PSD功率譜密度。保險閥施加垂直出口/入口（Z）方向加速度振動激勵時，保險閥連通管最大均方根應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，計算連通管應力最大位置與實物斷裂位置一致。該點應力譜密度波峰出現(xiàn)在307.3Hz，結(jié)合保險閥連通管模態(tài)分析結(jié)果可以看出，保險閥連通管應力主要來自第一階共振頻率的激勵。保險閥施加入口方向加速度振動激勵時，連通管最大均方根應力位置不變，最大值達95.02MPa，說明在該方向振動時連通管更容易發(fā)生斷裂，該點應力譜密度波峰出現(xiàn)在304.1Hz，連通管應力也主要來自第一階共振頻率的激勵。

表3 連通管應力分布

2.4 疲勞壽命分析[6-8]

應用材料的S-N曲線對保險閥連通管的疲勞壽命進行分析，材料S-N曲線可表示為

通過有限元分析得到連通管在隨機振動作用下的Miss應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算結(jié)構(gòu)的隨機振動疲勞壽命，計算公式如下表示

式（3）中，值表示在時間內(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。對三個垂直方向隨機振動過程中疲勞壽命值進行計算，計算結(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，保險閥連通管實物在該方向振動2min30s時發(fā)生斷裂，計算結(jié)果與試驗結(jié)果一致。連通管Y方向的疲勞壽命值為35，值遠大于1，在振動時間內(nèi)，該方向連通管更容易發(fā)生疲勞破壞（由于Z方向試驗連通管已經(jīng)斷裂，Y方向試驗未進行）。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，計算結(jié)果與試驗結(jié)果一致。

表4 疲勞壽命分析結(jié)果

3 結(jié)構(gòu)改進

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

圖5 連通管結(jié)構(gòu)改進

4 結(jié)構(gòu)改進有效性分析及驗證

4.1 隨機響應分析

保險閥連通管結(jié)構(gòu)改進后振動工況下均方根應力及應力譜密度如表5所示，改進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方向連通管最大應力均在靠近指揮閥一端焊接區(qū)域，Y方向最大應力在連通管中部區(qū)域，改進后各方向最大應力為52.3MPa，與結(jié)構(gòu)改進前相比連通管應力有明顯減?。ň唧w見表6），在X、Y、Z方向均方根應力最大值分別由57.2MPa減小到43.8MPa、95MPa減小到37.9MPa、68.7MPa減小到52.3MPa，改進措施效果明顯。

表5 連通管應力分布

表6 改進結(jié)構(gòu)連通管疲勞壽命

4.2 振動疲勞分析

在X、Y、Z三個方向隨機振動過程中，按疲勞失效理論對20～1000Hz范圍內(nèi)連通管的疲勞壽命進行評估，如表6所示，X、Y、Z三個方向的值分別為0.01、1.2×10-3、0.08，均小于1，連通管振動失效的可能性較小，連通管在振動時間內(nèi)滿足疲勞壽命要求。與結(jié)構(gòu)改進前相比，在X、Y、Z三個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，連通管振動疲勞壽命明顯提高。

4.3 連通管微應變測試

在連通管兩端焊接處及連通管中部分別布置應變片，對振動過程中連通管微應變進行測試，試驗如圖6所示。測試結(jié)果如表7所示，將測試的微應變與材料彈性模量相乘得到測試點的應力，表中測試的微應變?yōu)椴煌l率不同振動時間下測試點的最大應變，因此得到的應力為該點在不同頻率下不同振動時間下的最大應力。從表中可以看出，連通管兩端焊接部位的應力明顯大于連通管中間部位的應力；改進結(jié)構(gòu)前在不同方向振動時連通管焊接部位在局部時刻最大應力超過了材料的屈服強度，在持續(xù)振動中連通管容易發(fā)生疲勞斷裂；連通管改進結(jié)構(gòu)后，連通管應力分布明顯改善，測試點的應力均小于結(jié)構(gòu)改進前，所有部位應力均小于材料的屈服強度，連通管疲勞明顯改善，發(fā)生疲勞斷裂的可能性明顯減小；以上所有試驗結(jié)果與分析計算結(jié)果一致。

4.4 連通管振動疲勞壽命試驗

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

圖6 連通管微應變測試

Fig.6 Micro-strain test of the connecting pipe

5 結(jié)論

1）通過有限元分析及應力應變測試，獲得連通管應力應變分布及疲勞斷裂薄弱部位，并通過疲勞壽命分析理論計算，得到保險閥連通管不同振動方向下疲勞壽命，連通管兩端焊接部位在Y、Z兩個方向發(fā)生疲勞斷裂的可能性較大。

2）依據(jù)計算和試驗測試結(jié)果，對連通管疲勞薄弱部位針對性提出連通管支架/卡箍固定的改進結(jié)構(gòu)，改進后連通管應力分布明顯改善，連通管疲勞壽命提高3倍以上。

表7 連通管微應變測試結(jié)果

表8 連通管疲勞壽命測試結(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

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

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