胡 攀, 袁洪濱, 王運(yùn)卯, 程曉輝

（西安航天動力研究所，西安，710100）

0 引 言

CZ-2F火箭一二級發(fā)動機(jī)啟動閥是發(fā)動機(jī)系統(tǒng)的關(guān)鍵組件之一，安裝在發(fā)動機(jī)泵前管路中，屬常閉蝶型電爆閥門。在發(fā)動機(jī)起動前，起著隔離推進(jìn)劑與發(fā)動機(jī)的作用；發(fā)動機(jī)起動時，由電爆管驅(qū)動打開啟動閥蝶盤，并使之鎖位在90°左右位置，使推進(jìn)劑進(jìn)入發(fā)動機(jī)腔內(nèi)，發(fā)動機(jī)開始工作。啟動閥門可靠工作與否直接關(guān)系到發(fā)動機(jī)工作的成敗。啟動閥門結(jié)構(gòu)簡圖見圖1。

圖1 啟動閥門結(jié)構(gòu)簡圖Fig.1 Principium of Starting Valve

啟動閥的蝶盤薄壁刻痕處剩余厚度較小，因此該部位在長期貯存過程中，受環(huán)境溫度變化、濕度變化及空氣中氧等作用，存在表面氧化腐蝕的風(fēng)險；另外由于啟動閥蝶盤密封處密封通過12個螺栓進(jìn)行壓緊，若該處出現(xiàn)蠕變，密封應(yīng)力下降到一定程度，則會使啟動閥門密封隔離推進(jìn)劑的作用失效，同時對電爆正常撕裂及鎖位產(chǎn)生一定影響，影響蝶盤打開及鎖位。

連接蝶盤所使用的螺栓和螺母材料分別為高強(qiáng)鋁合金和高強(qiáng)鋼，高強(qiáng)鋁合金出現(xiàn)蠕變特性的溫度為100 ℃以上，高強(qiáng)鋼出現(xiàn)蠕變特性的溫度需達(dá)到450 ℃以上，而純鋁在室溫下即可表現(xiàn)蠕變特性，因此只考慮蝶盤純鋁的蠕變特性進(jìn)行分析研究。

1 問題分析

根據(jù)啟動閥的工況，其密封性能主要受兩個因素的影響：蝶盤的蠕變以及刻痕處氧化腐蝕共同導(dǎo)致的預(yù)緊力的松弛。

a）刻痕在預(yù)緊力作用下的腐蝕。即純鋁和空氣中的氧、水分發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，導(dǎo)致薄壁刻痕剩余厚度減小，當(dāng)減小到一定程度，刻痕不能承受工作前的介質(zhì)壓力，導(dǎo)致刻痕破裂，推進(jìn)劑泄漏，發(fā)生失效；

b）蝶盤薄壁在預(yù)緊力作用下保證密封，純鋁在常溫下表現(xiàn)出應(yīng)力松弛的現(xiàn)象，即密封部位的彈性密封應(yīng)力（比壓）隨著時間增加逐漸減小，當(dāng)放置一段時間后，密封部位的應(yīng)力下降到不足密封啟動閥前的介質(zhì)時，發(fā)生外泄漏，密封部位失效。

根據(jù)以上分析，在貯存條件下的應(yīng)力松弛和腐蝕影響到啟動閥密封可靠性。

2 研究內(nèi)容

根據(jù)以上分析，研究方案主要包括以下幾個方面的內(nèi)容：

a）薄壁刻痕蠕變速率檢測和鋁合金蠕變速率理論曲線擬合。依據(jù)測量得到的應(yīng)變速率變化通過理論公式獲得薄壁刻痕結(jié)構(gòu)鋁合金常溫裝配應(yīng)力下蠕變速率雙對數(shù)曲線。

b）鋁合金氧化層厚度檢測。

c）密封性力矩摸索試驗。

d）仿真計算：綜合上述研究結(jié)果，對刻痕部位進(jìn)行建模，模擬裝配和貯存環(huán)境下刻痕密封性能變化情況，得到閥門能夠正常密封的預(yù)估壽命。

3 蠕變速率測試及分析

為了獲得啟動閥在密封狀態(tài)下的蠕變情況，先對其應(yīng)力狀況進(jìn)行分析。

螺栓的預(yù)緊力矩：

式中為擰緊力系數(shù)，這里取0.2；P為預(yù)緊力；為螺紋公稱直徑。

根據(jù)啟動閥的安裝工況計算得到總預(yù)緊力。

作用在膜片上的預(yù)緊應(yīng)力為

式中為接觸區(qū)域面積；為總預(yù)緊力。

在應(yīng)力的作用下金屬的蠕變通常遵循冪律蠕變（Power law creep）：

當(dāng)?shù)玫侥硥毫ο碌娜渥冏冃魏笸ㄟ^擬合-的曲線后求導(dǎo)可以得到，則可以求出蠕變常數(shù)為

則在任意一應(yīng)力下的蠕變情況都可以擬合為

此時的任意一應(yīng)力下的蠕變情況可以修正為

電子蠕變松弛試驗機(jī)主要用于金屬材料的高溫拉伸蠕變，持久強(qiáng)度、松弛、低周疲勞和蠕變疲勞試驗。其配備的加熱爐也可以滿足不同恒定以及變溫條件下的蠕變試驗。獲得任意一壓應(yīng)力下的蠕變速率，可以幫助獲得密封蝶盤的蠕變情況。在前期的小應(yīng)力測試下，發(fā)現(xiàn)其趨勢基本符合小應(yīng)力下的蠕變曲線，小應(yīng)力下的蠕變曲線如圖2所示。下一步可以通過繼續(xù)增大壓應(yīng)力以獲得高應(yīng)力作用下的蠕變曲線，這樣便可以根據(jù)：

圖2 小應(yīng)力下的鋁材料蠕變曲線Fig.2 Aluminum’s Creeping Line of Low Stress

擬合出該應(yīng)力范圍內(nèi)任意一壓應(yīng)力的蠕變速率。

從而得到蠕變速率與應(yīng)力的對數(shù)關(guān)系：

式中，為擬合后得到的系數(shù)，通過式（9）便可以計算低應(yīng)力下的蠕變速率，得到臨界應(yīng)變下的蠕變時間（壽命）。

4 鋁表面氧化層試驗

啟動閥刻痕在預(yù)緊力作用下的腐蝕，即純鋁和空氣中的氧、水分發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，導(dǎo)致薄壁刻痕剩余厚度減小。由于在氧化層生長過程中已生長的氧化鋁層會起到隔離空氣的作用，氧化速率會逐漸降低?，F(xiàn)有的測量氧化鋁厚度的方法一般采用光學(xué)測量，包括直讀式目鏡測微尺、金相顯微鏡測厚等方法。但由于自然情況下氧化鋁的厚度較小，使用這些方法誤差較大，因此需采用XPS（X射線光電子能譜）、TEM（電子透射顯微鏡）或者SEM（掃描電子顯微鏡）等方法測量。按照GB/T6462-2005《金屬和氧化物覆蓋層：厚度測量-顯微鏡法》標(biāo)準(zhǔn)的規(guī)定，把實(shí)驗樣品切割、研磨并拋光，制成截面金相樣后置于顯微鏡或者電鏡下進(jìn)行觀察，沿長度方向選取5點(diǎn)進(jìn)行測量，選取平均值作為氧化層的平均厚度。

為了能順利在SEM（掃描電子顯微鏡）下進(jìn)行觀察，本實(shí)驗首先將將鋁棒（直徑20 mm）先切割為 40 mm長度的樣品，然后依次采用粒徑為200 μm、800 μm、2000 μm的水磨砂紙進(jìn)行初步打磨（見圖3），鋁樣品表面的光潔度在每個階段都有了明顯程度的提高。再將鋁棒切為厚度為1 mm的薄片，并在空氣中分別放置時間為24 h、48 h和72 h后，通過拋光側(cè)面進(jìn)行氧化層的觀察。由于SEM樣品臺的限制，測試前還需要將薄片切為1/4圓的形狀方便觀察，如圖4所示。

圖3 初始樣品制備Fig.3 Original Sample Piece Preparation

圖4 SEM樣品制備Fig.4 SEM Sample Piece Preparation

由于金屬和氧化物之間都一定存在著強(qiáng)大的粘結(jié)力，并且鋁元素具有天然的活潑型，當(dāng)暴露在氧氣中時，開始的氧化增長速率是很快的，接著就是一個顯著的速率減緩，當(dāng)達(dá)到一定臨界厚度后，增長將會停止或近乎停止。

圖5為1035鋁表面氧化層厚度隨時間的變化。氧化層厚度在24 h內(nèi)已經(jīng)達(dá)到穩(wěn)定厚度64 μm，不到總厚度的10%。因此其對密封件中的應(yīng)力分布及蠕變過程的影響可以忽略。所以，在有限元建模中，可不考慮氧化層部分。

圖5 鋁表面氧化層變化Fig.5 The Change of Aluminum Surface’S Oxidizing Layer

5 密封性力矩摸索試驗

利用批次典型試驗和試車后產(chǎn)品，進(jìn)行10臺閥門螺母的擰緊力矩和泄漏之間的關(guān)系，校核結(jié)果見圖6。出現(xiàn)泄漏的產(chǎn)品力矩均低于10 N·m。

圖6 力矩校核結(jié)果Fig.6 The Test Result of Force Moment

6 有限元法計算結(jié)果討論

蠕變的有限元計算主要是利用實(shí)驗的材料參數(shù)后，再將所獲得的參數(shù)使用于有限元的分析模型中，以求獲得其應(yīng)力、應(yīng)變、蠕應(yīng)力、蠕應(yīng)變等內(nèi)部結(jié)構(gòu)經(jīng)外力、時間或溫度所造成的效應(yīng)。蠕變分析通常采用3種蠕變定律描述粘塑材料行為。冪次法則模式（Power-law Model）可應(yīng)用于仿真等溫與固定負(fù)載下的蠕變行為，根據(jù)其所采用的定律可分為時間硬化率（Time Hardening）及應(yīng)變硬化率（Strain Hardening）關(guān)系式。非等溫情況下則使用Garofalo-Arrhenius雙曲正弦法則模式。

首先要選取適合的模型。圖7為有限元網(wǎng)格。當(dāng)應(yīng)力保持不變時，選取Power-law模型中的時間硬化率模型最合適。針對本項目的研究內(nèi)容，在進(jìn)行有限元計算時，選取時間硬化率選項：

圖7 有限元網(wǎng)格Fig.7 Finite Element Grids

由于本研究中鋁發(fā)生了大的塑性變形，因此劃分網(wǎng)格時選取二次四面體單元，對于大變形和接觸問題，這種單元是強(qiáng)健的，展示了很小的剪切和體積自鎖，選用彈-塑性分析模型。鋁合金采用雙線性強(qiáng)化彈-塑性力學(xué)模型，即其應(yīng)力應(yīng)變曲線有兩個斜率，彈性斜率和塑性斜率，也稱為彈性模量和切向模量。雙線性強(qiáng)化模型的數(shù)學(xué)表達(dá)式如下：

式中為應(yīng)力，GPa；為應(yīng)變；為彈性模量，GPa；E為切向模量，GPa；為屈服應(yīng)變。

通過靜態(tài)加載過程的分析后，結(jié)構(gòu)中將產(chǎn)生一個應(yīng)力場，接下來可以進(jìn)行蠕變過程的計算。蠕變過程的計算主要分為兩個過程：獲得該結(jié)構(gòu)材料的蠕變模型參數(shù)和建立蠕變分析仿真模型。材料的蠕變參數(shù)可通過蠕變測試試驗得到。由于蠕變是一個時間相關(guān)的過程，因此必須計入時間；同時蠕變又是一個慣性效應(yīng)不明顯的過程，即結(jié)構(gòu)的加速度效應(yīng)不用考慮。

由于密封失效與膜片位于密封區(qū)域的應(yīng)力直接相關(guān)，因此計算結(jié)束后，取膜片密封面上的應(yīng)力分布進(jìn)行分析。

圖8為靜態(tài)加載結(jié)束后，膜片密封面上的應(yīng)力分布，可以看出最大應(yīng)力為41.6 MPa。

圖8 密封面上的應(yīng)力分布（靜態(tài)）Fig.8 The Stress of Sealing Surface (Static Situation)

隨著蠕變時間增加，膜片中的最大應(yīng)力值減小，圖9為最大應(yīng)力隨著蠕變時間的變化計算曲線。從圖9中可以看出，最大應(yīng)力的減小速率隨著蠕變時間的增加而減小，這是由于，隨著蠕變過程的進(jìn)行，膜片中的應(yīng)力逐漸減小，因此材料的蠕變速率也跟著減小，這反過來又導(dǎo)致應(yīng)力減小的速率也減小。從圖9中可以看出，應(yīng)力減小速率越來越小，當(dāng)蠕變時間增加至4×10s時，膜片中的應(yīng)力基本穩(wěn)定在14.5 MPa。

實(shí)際工況下，當(dāng)螺母力矩降低為10 N·m，密封失效，對應(yīng)的壓力載荷為10.8 MPa；仿真計算密封面最大應(yīng)力下降至14.5 MPa趨于穩(wěn)定且不再下降，此時應(yīng)力離10.8 MPa還有一定裕度。因此，啟動閥蝶盤長期密封壽命理論上為無限壽命。

圖9 密封面最大應(yīng)力隨蠕變時間變化（動態(tài)）Fig.9 The Changing Stress of Sealing Surface(Dynamic Situation)

7 結(jié)束語

啟動閥蝶盤刻痕密封失效的機(jī)理研究表明，啟動閥蝶盤部位的密封壽命為無限壽命；可以通過校核測量啟動閥安裝螺母的力矩大小來監(jiān)控蝶盤的密封性能，掌握啟動閥工作前狀態(tài)。