楊洪波 田 桂 盛薇華

（1 上海空間推進研究所，上海 201112）

（2 上?？臻g發(fā)動機工程技術研究中心，上海 201112）

0 引言

早期氣瓶多采用金屬材料進行制造，如鋼瓶、鈦瓶，但其重量大無法滿足航天輕質化要求。1960年代末開始，航天領域中以纖維復合的金屬內襯輕質氣瓶逐漸代替?zhèn)鹘y(tǒng)的全金屬氣瓶。復合材料氣瓶具有重量輕、密封性好、可靠性高、失效模式安全等諸多優(yōu)點。在國內外航天領域得到了廣泛的應用，成為衛(wèi)星、導彈武器動力系統(tǒng)、運載火箭輔助動力系統(tǒng)和空間飛行器推進系統(tǒng)的關鍵組件，如國外的HS2702衛(wèi)星平臺、Centaur運載火箭上面級、航天飛機以及國內的天舟貨運飛船、天宮試驗室、嫦娥五號和天問一號等。復合材料氣瓶主要由金屬內襯和纖維纏繞層組成，纖維纏繞層的主要功能是提供結構強度，金屬內襯的主要功能是用作纏繞芯模和密閉高壓氣體介質。金屬內村主要分為鈦合金焊接內襯和鋁合金旋壓內襯，其中鋁合金內襯具有無焊縫、成本相對較低等優(yōu)點，成為復合材料氣瓶金屬內襯的主流產品。本文所涉及的復合材料氣瓶內襯材料為6061鋁合金，采用旋壓一體成型工藝進行制造，過程中需要進行多次拉伸和熱旋壓收口處理，主要工藝流程為：板材下料→內襯身部多次旋壓拉伸和退火→封頭旋壓熱收口→固溶和時效→氣瓶纏繞和固化→自緊。其中旋壓收口工藝是氣瓶生產的關鍵工序，若參數(shù)控制不當，鋁合金內襯在后續(xù)的自緊過程中容易出現(xiàn)問題。

生產過程中，發(fā)現(xiàn)某件復合材料氣瓶在自緊過程中發(fā)生泄漏，泄漏位置位于氣瓶瓶嘴根部。為查找泄漏原因，對失效部位進行理化檢驗和分析，找出失效原因，同時對旋壓收口工藝進行改進，避免后續(xù)類似問題的發(fā)生。本文分析結果對其他同類氣瓶也具有較大的工程參考價值。

1 理化分析

對泄露氣瓶進行解剖，發(fā)現(xiàn)氣瓶鋁合金內襯的瓶嘴根部處存在長度約為24 mm的裂紋，見圖1。

1.1 裂紋部位的金相剖面分析

在鋁合金內襯瓶嘴根部垂直裂紋方向取橫向試樣，制備成金相試樣后，在光學顯微鏡下進行觀察。

圖2為裂紋截面的低倍組織形貌，從低倍形貌可以看出裂紋處金相組織明顯分成兩層，靠內壁為細晶區(qū)，厚度2 mm，呈加工纖維組織；靠外壁為粗晶區(qū)，厚度3 mm，晶粒極為粗大。圖3 為裂紋截面的高倍組織形貌，氣瓶瓶嘴根部內壁存在擠壓溝，尾部圓禿，裂紋首先由沿粗晶區(qū)的晶界開裂并擴展，行至細晶區(qū)轉一定的角度繼續(xù)剪切擴展，最終造成瓶壁裂穿。高倍組織顯示無共晶復熔球、晶界局部復熔加粗和三角復熔晶界等過燒和過熱組織［1］。

1.2 斷口微觀形貌

在鋁合金內襯瓶嘴根部裂紋位置取樣，并順著裂紋將其打開并進行觀察，裂紋為穿透型，內壁側裂紋長度約15 mm，外壁側裂紋長度約24 mm，斷口與瓶壁呈約45°。將樣品斷口置于掃描電鏡下進行觀察，斷口全貌見圖4，圖中箭頭左側為人工斷口，右側為原裂紋斷口，靠近外壁處（見圖中標注的橢圓區(qū)域）存在一大片深度約為3 mm 的光亮區(qū)內混有少量韌窩為裂紋的起源部位（圖5）。內壁最終粗糙斷口為剪切韌窩（圖6），進一步放大觀察可知光亮區(qū)斷口實質上為沿晶韌性斷裂，韌窩極淺，其上還分布著大量極細小的第二相顆粒（圖7）。人工斷口的斷口形貌均為韌窩（圖8）［2-3］。

1.3 氣瓶瓶嘴根部金相檢查

對氣瓶瓶嘴根部的剖面進行低倍檢查，發(fā)現(xiàn)在與開裂部位環(huán)向180°對稱位置均存在一段粗晶區(qū)（圖9），通過磨制與裂紋對稱部位的低倍立體組織的展開圖（圖10），進一步揭示了該區(qū)粗晶區(qū)的分布規(guī)律，分析表明低壓失效氣瓶在該區(qū)存在嚴重的各向異性粗晶，它是復合材料氣瓶低壓泄漏的原因，控制該區(qū)的粗大晶粒和各向異性的組織是提高氣瓶內襯質量的關鍵。

2 應力分析

復合材料氣瓶由鋁合金內襯和纖維纏繞層組成，鋁合金內襯材料力學性能見表1，纖維纏繞層的單板復合材料力學性能見表2。

表1 鋁合金內襯力學性能Tab.1 Mechanical properties of aluminum alloy lining

表2 復合材料層力學性能Tab.2 Mechanical properties of composite layer

復合材料氣瓶為軸對稱結構且自緊過程受內壓載荷，為簡化計算，取其四分之一建立分析模型，并將纖維纏繞層簡化為復合材料層殼結構，且假設纏繞層與內襯黏結牢固，層間不產生滑移。復合材料氣瓶的內襯和纏繞層分別選用8 節(jié)點三維實體單元Solid185 和4 節(jié)點三維殼單位Shell181［4-5］。該模型共有單元9 633 個，其中殼單元2 190 個，實體單元7 443個，節(jié)點10 960個。

通過對復合材料氣瓶進行有限元分析，氣瓶內襯在自緊過程的應力分布見圖11 和圖12。從圖中可以看出，在自緊壓力下，氣瓶內襯圓筒段及封頭局部區(qū)域進入塑性區(qū)，其中內襯瓶嘴根部位置最大應力為286 MPa，大于材料屈服極限，該部位發(fā)生塑性變形，而氣瓶瓶嘴根部與身部的過渡區(qū)域存在嚴重的各向異性粗晶，嚴重地降低了氣瓶瓶嘴根部的塑性和強度，在較大應力的作用下，形成瞬時的沿晶斷裂，這是氣瓶產生泄露的主要原因。

3 分析與討論

由以上理化分析和應力分析結果可知，氣瓶瓶嘴根部與身部的過渡區(qū)域存在嚴重的各向異性粗晶，嚴重地降低了氣瓶瓶嘴根部的塑性和強度，同時氣瓶在進行自緊過程中，該位置為幾何突變區(qū)域，存在應力集中的現(xiàn)象，局部應力較高，在二者的共同作用下，在該部位發(fā)生斷裂泄露。氣瓶泄漏的斷裂性質屬于一次性瞬時的沿晶斷裂，裂源斷裂的特征是沿晶和少量穿晶混合型斷裂。

氣瓶內襯旋壓收口過程需要進行加熱處理，內襯被加工區(qū)域同時存在變形和升溫過程，在此過程中金屬晶粒組織有可能經歷如圖13的變化過程。通過分析氣瓶內襯的生產工藝，此次氣瓶內襯泄漏問題與熱旋壓收口及固溶處理后氣瓶瓶嘴根部晶粒異常長大有關，金屬晶粒在壓力加工后的長大屬于金屬回復再結晶問題，其過程見圖13［6］。再結晶過程是形核和晶粒長大過程，結晶大小對金屬的強度、塑性和韌性影響極大。

影響再結晶后晶粒大小的因素很多，主要有溫度、變形程度、原始晶粒度和合金元素［7］。其中變形量、退火溫度和再結晶后的晶粒大小三者的關系見圖14［8］，每種金屬均存在一個“臨界變形量”，鋼是5%～10%，鋁是2%。此外，氣瓶在熱收口過程中擠壓過程內、外壁金屬流動時形成很大的流速差，在加工區(qū)域形成強烈的切變區(qū)，剪切變形也是粗晶形成的原因之一。因此，需要從熱旋壓收口過程的烤火溫度和進刀量兩個主要方面進行考慮，摸索最佳的工藝參數(shù)，從而達到細化晶粒的目的。

通過試驗發(fā)現(xiàn)，本件氣瓶內襯瓶嘴根部晶粒粗大主要與鋁合金內襯熱旋壓收口時加熱溫度控制不當有關，熱收口是旋輪按數(shù)控程序軌跡反復作用在內襯筒口上，在這個過程中要對筒口進行加熱，使金屬在旋輪的擠壓下流動，從而形成所需要的形狀。氣瓶內襯收口原本采用手動加熱，存在加熱溫度溫度過低和無法準確控制地等問題。

氣瓶在熱旋壓收口時通過改變每道旋壓的進刀量、烤火溫度等因素改變收口工藝，它是在一定的應變速度和加工溫度下進行的，在此過程中，氣瓶內襯被加工區(qū)域同時存在加工硬化、動態(tài)回復以及在某種情況下發(fā)生的動態(tài)再結晶，在此過程中產生的顯微組織是不穩(wěn)定的，不斷變化。因此氣瓶瓶嘴根部粗晶問題要根據(jù)再結晶原理和工藝摸索在穩(wěn)定的材料成分、原始組織和熱處理制度的前提下通過改變每道旋壓的進刀量、烤火溫度等因素來減小或增加變形比來避開臨界變形狀態(tài)來加以控制。

4 改進措施

通過前面的分析我們對氣瓶在熱旋壓收口時工藝進行改進，采用自動加熱收口，加熱槍開關和加熱運動軌跡由數(shù)控程序控制，固化了摸索出的合理的旋壓加熱程序，避免了手動加熱引起的不均勻，具體是：收口過程鋁合金內襯收口采用自動控溫收口方式，溫度測量位置位于靠近筒口的外表面。提高收口并控制加熱溫度在200～250 ℃，收口過程中烤火槍的閉合由溫控系統(tǒng)自動控制。收口共計16道次。收口旋輪半徑為R11，收口機主軸轉速為300 r/min，進給速度為2 mm/r。按此收口工藝加工的瓶嘴低倍情況符合技術要求。改進后氣瓶瓶嘴根部處的組織為細晶，見圖15，改進后的復合氣瓶自緊過程中未發(fā)生泄漏，爆破強度達到80 MPa。

5 結論

（1）氣瓶泄漏的斷裂性質屬于一次性瞬時的沿晶斷裂，斷裂的特征是沿晶和少量穿晶的混合型斷裂，但由于斷口上存在大面積的沿晶斷裂以及較多的第二相，嚴重地降低了氣瓶瓶嘴根部的塑性和強度；

（2）大面積的沿晶韌窩斷口與該處存在粗大的各向異性晶粒組織有關，它嚴重地降低了氣瓶瓶嘴根部的塑性和強度。氣瓶瓶嘴根部各向異性的組織是氣瓶自緊過程中發(fā)低壓力泄漏的重要的原因之一?？刂圃搮^(qū)的粗大晶粒和各向異性組織是提高氣瓶內襯質量的關鍵；

（3）氣瓶內襯瓶嘴根部晶粒粗大主要與鋁合金內襯熱旋壓收口時加熱溫度控制不當有關，通過改進工藝，將原有手動加熱改為自動加熱，同時固化摸索出的合理旋壓加熱程序，改進后瓶瓶嘴根部處的組織為細晶，自緊過程未發(fā)生泄漏，爆破強度達到80 MPa。