范 凱, 葛 寧, 趙和明

(1.上?？臻g推進(jìn)研究所, 上海 201112; 2.上?？臻g發(fā)動(dòng)機(jī)工程技術(shù)研究中心, 上海 201112)

1 引言

目前航天飛行器廣泛采用液體推進(jìn)系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)姿態(tài)和軌道控制。在推進(jìn)系統(tǒng)中,貯箱的作用是液體推進(jìn)劑貯存和管理[1],其作為關(guān)鍵的壓力容器部件,結(jié)構(gòu)完整性尤為重要[2-3]。金屬隔膜貯箱是目前應(yīng)用比較普遍的貯箱類型之一,其典型結(jié)構(gòu)如圖1 所示。工作時(shí),金屬隔膜經(jīng)歷從氣端半球至液端半球的彈塑性大變形翻轉(zhuǎn)過(guò)程,進(jìn)而實(shí)現(xiàn)推進(jìn)劑供給。作為金屬隔膜的薄弱位置,錐段在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中容易出現(xiàn)徑向失穩(wěn),進(jìn)而導(dǎo)致隔膜失效,金屬隔膜錐段的翻轉(zhuǎn)行為直接影響整個(gè)航天飛行器的可靠服役[4]。因此,研究隔膜錐段的翻轉(zhuǎn)行為具有重要的工程意義。

圖1 典型金屬隔膜貯箱結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of the typical metal diaphragm tank

對(duì)于實(shí)際金屬隔膜錐段,結(jié)構(gòu)幾何和材料性能共同影響其翻轉(zhuǎn)行為。為深入研究和理解隔膜錐段翻轉(zhuǎn)行為,分析各因素的影響規(guī)律對(duì)探明多因素耦合時(shí)的主要影響因素具有重要意義。近些年,針對(duì)隔膜幾何的影響開展了較多研究[5-7]。研究表明,影響隔膜錐段翻轉(zhuǎn)行為的主要幾何參數(shù)為隔膜壁厚和錐角,隨著隔膜壁厚減小或錐角增大,隔膜錐段在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中越容易發(fā)生徑向失穩(wěn)形成褶皺尖角,該位置隨著進(jìn)一步翻轉(zhuǎn),應(yīng)力逐漸增至材料抗拉強(qiáng)度,進(jìn)而造成隔膜失效。目前有關(guān)隔膜材料性能對(duì)隔膜錐段翻轉(zhuǎn)行為影響的研究較少。張緒虎等[8]研究發(fā)現(xiàn),隔膜材料的彈性模量對(duì)隔膜錐段翻轉(zhuǎn)行為影響顯著,彈性模量較低的隔膜錐段在翻轉(zhuǎn)初期就形成徑向失穩(wěn)褶皺,并不斷擴(kuò)展;強(qiáng)洪夫等[9]通過(guò)不同材料制成的隔膜翻轉(zhuǎn)行為研究,指出純鋁隔膜較純鈦隔膜和不銹鋼隔膜在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中更容易發(fā)生錐段徑向失穩(wěn)。然而,作為隔膜材料性能的重要指標(biāo)之一,隔膜材料應(yīng)變硬化性能對(duì)錐段翻轉(zhuǎn)行為的影響還缺乏系統(tǒng)的研究。如采用試驗(yàn)研究無(wú)法剝離其他材料性能指標(biāo)(楊氏模量、屈服強(qiáng)度等)的耦合影響,難以進(jìn)行單獨(dú)研究。而基于弧長(zhǎng)法的數(shù)值模擬方法被廣泛應(yīng)用于隔膜翻轉(zhuǎn)行為的研究中[10-13],為開展上述研究提供了新的方法。

本文以2 種不同熱處理狀態(tài)的工業(yè)純鋁金屬隔膜為研究對(duì)象,采用有限元數(shù)值模擬的方法,研究不同材料應(yīng)變硬化性能隔膜錐段的翻轉(zhuǎn)行為。重點(diǎn)分析材料應(yīng)變硬化性能對(duì)隔膜錐段翻轉(zhuǎn)壓力和徑向失穩(wěn)情況的影響規(guī)律及機(jī)理。最后通過(guò)隔膜試驗(yàn)件翻轉(zhuǎn)試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。

2 方法

2.1 金屬隔膜材料

選擇2 種不同熱處理狀態(tài)的工業(yè)純鋁金屬隔膜為研究對(duì)象。2 種熱處理狀態(tài)的工業(yè)純鋁真應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系通過(guò)目前廣泛應(yīng)用的Ramberg-Osgood固體力學(xué)理論模型進(jìn)行描述,其表達(dá)式[14]如式(1)所示。

其中,σ 和ε分別表示真應(yīng)力和真應(yīng)變,σ0.2為0.2%塑性應(yīng)變對(duì)應(yīng)的非比例延伸強(qiáng)度(屈服強(qiáng)度),E為楊氏模量,n為硬化指數(shù)。室溫下工業(yè)純鋁的楊氏模量E= 67 000 MPa、泊松比v=0.3。2 種熱處理狀態(tài)下的屈服強(qiáng)度和硬化指數(shù)不同,熱處理狀態(tài)一對(duì)應(yīng)的屈服強(qiáng)度σ0.2較低,其硬化指數(shù)n=3.4;熱處理狀態(tài)二對(duì)應(yīng)的屈服強(qiáng)度σ0.2較高,其硬化指數(shù)n=11.4。

為了研究材料應(yīng)變硬化性能的影響,參考文獻(xiàn)[15]中的方法,基于上述2 種熱處理狀態(tài)的工業(yè)純鋁,保持屈服強(qiáng)度σ0.2不變,僅改變硬化指數(shù)n,得到不同的材料應(yīng)變硬化性能。硬化指數(shù)n越小,材料應(yīng)變硬化性能越高。對(duì)熱處理狀態(tài)一(低屈服強(qiáng)度)和熱處理狀態(tài)二(高屈服強(qiáng)度),硬化指數(shù)n選取2.4、3.4、5.4、7.4、9.4 和11.4。室溫下上述2 種屈服強(qiáng)度水平下不同硬化指數(shù)n對(duì)應(yīng)的工業(yè)純鋁的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2 所示。其中,圖2(a)中n=3.4 的虛線為實(shí)際熱處理狀態(tài)一工業(yè)純鋁的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線;圖2(b)中n=11.4 的虛線為實(shí)際熱處理狀態(tài)二工業(yè)純鋁的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

圖2 2 種屈服強(qiáng)度水平下,不同硬化指數(shù)n 的工業(yè)純鋁真應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 True stress-strain curves of commercial purity alum inum w ith different hardening exponents n under two yield strength levels

2.2 金屬隔膜幾何

采用典型的半球形隔膜進(jìn)行有限元模擬,其由球冠段、過(guò)渡球殼段、錐段和翻邊段組成,具體結(jié)構(gòu)及幾何如圖3 所示。參數(shù)包括隔膜高度H,隔膜直徑D,球冠半徑R1,過(guò)渡球殼半徑R2,錐段長(zhǎng)度L0,錐角β,翻邊半徑R3,隔膜壁厚t。

圖3 典型的半球形隔膜結(jié)構(gòu)幾何Fig.3 Structure geometry of the typical hem ispheric diaphragm

2.3 有限元模型

考慮到隔膜結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性,采用ABAQUS 軟件分別對(duì)不同硬化指數(shù)的隔膜1/4 結(jié)構(gòu)進(jìn)行三維建模。設(shè)置約束條件時(shí),由于實(shí)際貯箱結(jié)構(gòu)中金屬隔膜與殼體為剛性連接,故在隔膜翻邊位置設(shè)置固定約束,在結(jié)構(gòu)對(duì)稱面分別設(shè)置對(duì)稱約束。設(shè)置載荷條件時(shí),由于實(shí)際隔膜外表面一側(cè)(氣腔)壓力高于內(nèi)表面一側(cè)(液腔)壓力,形成壓差并驅(qū)使隔膜完成翻轉(zhuǎn),故在隔膜外表面施加均布載荷模擬實(shí)際翻轉(zhuǎn)壓差。網(wǎng)格類型選擇殼單位(S4R)?？紤]到隔膜錐段在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中存在較高的應(yīng)力/應(yīng)變梯度,可以通過(guò)在該區(qū)域劃分較細(xì)的網(wǎng)格確保模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。網(wǎng)格相關(guān)性研究結(jié)果表明,當(dāng)隔膜錐段網(wǎng)格尺寸不大于4 mm×3 mm時(shí),隔膜錐段應(yīng)力幅值和分布以及翻轉(zhuǎn)壓力曲線不隨網(wǎng)格尺寸變化。綜合考慮計(jì)算效率和計(jì)算精度,隔膜錐段采用4 mm×2 mm 的網(wǎng)格尺寸,其他區(qū)域采用4 mm×4 mm 的網(wǎng)格尺寸。圖4 中的隔膜模型共包含18 422 個(gè)單元及18 574 個(gè)節(jié)點(diǎn)。

圖4 隔膜有限元模型Fig.4 Finite element model of diaphragm

2.4 隔膜翻轉(zhuǎn)模擬

金屬隔膜的翻轉(zhuǎn)過(guò)程屬于大變形、大應(yīng)變問題,在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中表現(xiàn)出材料非線性、幾何非線性的雙非線性后屈曲行為。首先對(duì)模型賦予圖2 中的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線實(shí)現(xiàn)材料非線性,再采用ABAQUS 的線性特征值模塊(Buckling)進(jìn)行線性攝動(dòng)屈曲模態(tài)分析,最后將一定比例的屈曲模態(tài)作為初始幾何缺陷引入至ABAQUS 的非線性屈曲(Static,Riks)模塊進(jìn)行隔膜翻轉(zhuǎn)分析?？紤]到初始幾何缺陷的選取對(duì)模擬結(jié)果影響顯著,選取1%、1.5%、2%、3%和5%的一階屈曲模態(tài)作為初始幾何缺陷進(jìn)行了相關(guān)性研究。結(jié)果表明,當(dāng)引入的一階屈曲模態(tài)不大于2%時(shí),隔膜翻轉(zhuǎn)壓力曲線基本保持不變。該結(jié)果與文獻(xiàn)[16]中的研究結(jié)果一致。因此,本文中引入2%的隔膜一階屈曲模態(tài)進(jìn)行隔膜翻轉(zhuǎn)。

3 結(jié)果與討論

圖5 為2 種屈服強(qiáng)度水平下不同硬化指數(shù)n的工業(yè)純鋁隔膜錐段翻轉(zhuǎn)壓力-軸向位移曲線。從圖中可以觀察到,隨著材料應(yīng)變硬化性能的增強(qiáng)(硬化指數(shù)n的減小),隔膜錐段翻轉(zhuǎn)壓力逐漸增大。此外,較低應(yīng)變硬化性能(n=11.4 和9.4)和中等應(yīng)變硬化性能(n=5.4 和7.4)的隔膜錐段在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中壓力變化幅度較低,而其余2 組較高應(yīng)變硬化性能(n=3.4 和2.4)的隔膜錐段在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中壓力變化幅度較大。

圖5 2 種屈服強(qiáng)度水平下,不同硬化指數(shù)n 的隔膜錐段翻轉(zhuǎn)壓力曲線Fig.5 Overturning pressure curves of diaphragm conical sections w ith different hardening exponents n under two yield strength levels

同時(shí),針對(duì)每個(gè)應(yīng)變硬化性能的隔膜,其翻轉(zhuǎn)壓力曲線均先升高后降低再升高。造成該變化趨勢(shì)的原因如下:在初始狀態(tài)下,膜片翻邊段處于內(nèi)壓狀態(tài),錐段和球冠段處于外壓狀態(tài)。當(dāng)施加載荷時(shí),隔膜翻邊段應(yīng)力首先增加,并先后發(fā)生彈性和塑性變形,進(jìn)而導(dǎo)致翻轉(zhuǎn)壓力呈現(xiàn)出前期的線性和非線性增加;同時(shí)在此過(guò)程中,鄰近的部分錐段上的外壓逐漸增加,當(dāng)該外壓達(dá)到軸向失穩(wěn)載荷后,此部分錐段發(fā)生屈曲變形,并同時(shí)從外壓狀態(tài)轉(zhuǎn)化為內(nèi)壓狀態(tài),進(jìn)而導(dǎo)致翻轉(zhuǎn)壓力的降低;隨著上述錐段屈曲變形的完成,剩余承受外壓的錐段軸向剛性增加,膜片如要繼續(xù)翻轉(zhuǎn)需要施加更大的載荷,進(jìn)而導(dǎo)致翻轉(zhuǎn)壓力再次增加。

通過(guò)有限元模擬得到了上述2 種屈服強(qiáng)度下不同硬化指數(shù)的工業(yè)純鋁隔膜錐段翻轉(zhuǎn)相同軸向位移(h=50 mm)時(shí)的形貌,分別如圖6 和圖7 所示。這里需要注意的是,圖中的隔膜形貌對(duì)應(yīng)圖4 中的仰視方向。從圖中可以觀察到,隔膜材料的應(yīng)變硬化性能對(duì)隔膜錐段翻轉(zhuǎn)形貌有顯著的影響。當(dāng)隔膜材料應(yīng)變硬化性能較高(n=2.4 和3.4)時(shí),錐段在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中發(fā)生顯著的徑向失穩(wěn)現(xiàn)象,并形成多邊形褶皺,同時(shí)應(yīng)變硬化性能更高(硬化指數(shù)n更小)的隔膜錐段發(fā)生徑向失穩(wěn)的程度也更為顯著,褶皺程度更明顯,如圖6(a)～(b)和圖7(a)～(b)所示。當(dāng)隔膜材料應(yīng)變硬化性能處于中等水平(n=5.4 和7.4)時(shí),n=5.4 的低屈服強(qiáng)度隔膜錐段在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中發(fā)生微弱的徑向失穩(wěn)現(xiàn)象,并形成微弱多邊形褶皺,如圖6(c)所示;n=5.4 的高屈服強(qiáng)度隔膜和n=7.4 的高屈服強(qiáng)度隔膜錐段在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中發(fā)生顯著的徑向失穩(wěn)現(xiàn)象,并出現(xiàn)顯著多邊形皺褶,如圖7(c)和圖7(d) 所示。當(dāng)隔膜材料應(yīng)變硬化性能較低(n=9.4 和11.4)時(shí),錐段在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中未發(fā)生徑向失穩(wěn)現(xiàn)象,無(wú)多邊形褶皺出現(xiàn),如圖6(e)～(f)和圖7(e)～(f)所示。綜上所述,隨著材料應(yīng)變硬化性能的降低(硬化指數(shù)n的增大),2 種屈服強(qiáng)度的隔膜錐段在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中均由發(fā)生顯著徑向失穩(wěn)經(jīng)發(fā)生輕微徑向失穩(wěn)過(guò)渡為不發(fā)生徑向失穩(wěn)。

圖6 低屈服強(qiáng)度水平下,不同硬化指數(shù)n 的隔膜錐段在軸向位移為50 mm 時(shí)的翻轉(zhuǎn)形貌Fig.6 Overturning morphology at axial disp lacement h=50 mm of the diaphragm conical sections w ith different hardening exponents n under low yield strength level

圖7 高屈服強(qiáng)度水平下,不同硬化指數(shù)n 的隔膜錐段在軸向位移為50 mm 時(shí)的翻轉(zhuǎn)形貌Fig.7 Overturning morphology at axial disp lacement h=50 mm of the diaphragm conical sections w ith different hardening exponents n under high yield strength level

金屬隔膜在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中,由于材料硬化會(huì)導(dǎo)致已翻轉(zhuǎn)區(qū)域與未翻轉(zhuǎn)區(qū)域的材料力學(xué)性能出現(xiàn)差異,即力學(xué)性能失配。這種性能失配會(huì)影響隔膜錐段的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)及其翻轉(zhuǎn)行為。通常來(lái)說(shuō),隔膜初始翻轉(zhuǎn)發(fā)生在翻邊段,已翻轉(zhuǎn)的翻邊段區(qū)域與未翻轉(zhuǎn)的錐段區(qū)域存在力學(xué)性能失配,導(dǎo)致較軟的錐段應(yīng)力升高,并有一定面積的錐段進(jìn)入塑性。該塑性錐段的臨界失穩(wěn)壓力可以表征隔膜翻轉(zhuǎn)過(guò)程中的抗錐段徑向失穩(wěn)能力。當(dāng)該塑性錐段的臨界失穩(wěn)壓力小于翻轉(zhuǎn)壓力時(shí),隔膜錐段會(huì)出現(xiàn)徑向失穩(wěn);當(dāng)塑性錐段的臨界失穩(wěn)壓力大于翻轉(zhuǎn)壓力時(shí),隔膜錐段不會(huì)發(fā)生徑向失穩(wěn)。

圖8 表示了3 件典型應(yīng)變硬化性能(n=2.4、5.4 和11.4) 的低屈服強(qiáng)度隔膜在翻轉(zhuǎn)啟動(dòng)h=0 mm 和h=5 mm 時(shí)的應(yīng)力分布云圖。從圖中可以觀察到,3 件不同應(yīng)變硬化性能的隔膜在施加壓力后均為隔膜初始翻邊段首先進(jìn)入塑性,并在此位置啟動(dòng)翻轉(zhuǎn),如圖8(a)、(c)和(e)所示。隨著隔膜進(jìn)一步翻轉(zhuǎn),當(dāng)隔膜材料應(yīng)變硬化性能較高(n=2.4)時(shí),已翻轉(zhuǎn)翻邊段與未翻轉(zhuǎn)錐段材料力學(xué)性能失配程度較高,導(dǎo)致錐段出現(xiàn)較大面積的塑性區(qū)(圖8(b) 中塑性錐度長(zhǎng)度L=44.6 mm),該較大面積塑性錐段的抗失穩(wěn)能力較低,低于隔膜錐段翻轉(zhuǎn)壓力,進(jìn)而導(dǎo)致在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中出現(xiàn)顯著的錐段徑向失穩(wěn)現(xiàn)象,形成明顯的多邊形褶皺形貌(圖6(a));此外,較硬的隔膜材料導(dǎo)致隔膜錐段翻轉(zhuǎn)所需要的壓力較高(圖5(a)中的n=2.4 曲線)。當(dāng)隔膜材料應(yīng)變硬化性能處于中等水平(n=5.4)時(shí),已翻轉(zhuǎn)翻邊段與未翻轉(zhuǎn)錐段材料力學(xué)性能失穩(wěn)程度處于中等水平,導(dǎo)致錐段出現(xiàn)中等面積的塑性區(qū)(圖8(d) 中L=20.3 mm),該中等面積塑性錐段的抗失穩(wěn)能力有限,略低于隔膜錐段翻轉(zhuǎn)壓力,進(jìn)而導(dǎo)致在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中出現(xiàn)輕微的錐段徑向失穩(wěn)現(xiàn)象,形成微弱的多邊形褶皺形貌(圖6(c));此外,中等水平硬度的隔膜材料導(dǎo)致隔膜錐段翻轉(zhuǎn)所需要的壓力處于中等水平(圖5(a)中的n=5.4 曲線)。當(dāng)隔膜材料應(yīng)變硬化性能較低(n=11.4)時(shí),已翻轉(zhuǎn)翻邊段與未翻轉(zhuǎn)錐段材料力學(xué)性能失穩(wěn)程度較低,導(dǎo)致錐段出現(xiàn)較小面積的塑性區(qū)(圖8(f)中L=8.1 mm),該較小面積塑性錐段的抗失穩(wěn)能力較高,高于隔膜錐段翻轉(zhuǎn)壓力,進(jìn)而導(dǎo)致在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中不會(huì)出現(xiàn)錐段徑向失穩(wěn)現(xiàn)象,形成規(guī)則圓環(huán)形貌(圖6(f));此外,低硬度的隔膜材料導(dǎo)致隔膜錐段翻轉(zhuǎn)所需要的壓力較低(圖5(a)中的n=11.4 曲線)。不同應(yīng)變硬化性能的高屈服強(qiáng)度隔膜翻轉(zhuǎn)行為差異也可以通過(guò)上述方法進(jìn)行分析。綜上所述,隔膜材料應(yīng)變硬化性能會(huì)影響已翻轉(zhuǎn)翻邊段和未翻轉(zhuǎn)錐段的力學(xué)性能失配程度,進(jìn)而影響隔膜錐段翻轉(zhuǎn)壓力幅值和徑向失穩(wěn)情況。隨著材料應(yīng)變硬化性能的降低(硬化指數(shù)n的增大),已翻轉(zhuǎn)翻邊段和未翻轉(zhuǎn)錐段的力學(xué)性能失配程度降低,導(dǎo)致錐段塑性區(qū)面積減少,錐段抗失穩(wěn)能力增強(qiáng)。

圖8 低屈服強(qiáng)度水平下,不同硬化指數(shù)n 的隔膜錐段在翻轉(zhuǎn)啟動(dòng)h=0 mm 和軸向位移h=5 mm 時(shí)的應(yīng)力云圖Fig.8 Stress contours of the diaphragms w ith different hardening exponents n at the overturning startup h=0 mm and the axial disp lacement h=5 mm under low yield strength level

針對(duì)2 種屈服強(qiáng)度,不同應(yīng)變硬化性能的隔膜在翻轉(zhuǎn)軸向位移h=5 mm 時(shí)的塑性錐段高度進(jìn)行了計(jì)算,如圖9 所示。從圖中可以觀察到,2種屈服強(qiáng)度水平的隔膜塑性錐段高度L均隨著硬化指數(shù)n的增大逐漸降低再基本保持不變。同時(shí),高屈服強(qiáng)度隔膜塑性錐段高度L達(dá)到基本保持不變所對(duì)應(yīng)的硬化指數(shù)n更大。上述結(jié)果表明,當(dāng)隔膜屈服強(qiáng)度更高時(shí),更低的應(yīng)變硬化性能(更大的硬化指數(shù)n)才能使隔膜已翻轉(zhuǎn)翻邊段和未翻轉(zhuǎn)錐段的力學(xué)性能失配程度處于較低水平,進(jìn)而錐段塑性區(qū)面積大幅減少,抗失穩(wěn)能力增強(qiáng),最終實(shí)現(xiàn)翻轉(zhuǎn)過(guò)程中不發(fā)生錐段徑向失穩(wěn)現(xiàn)象。這就是圖6 和圖7 中高屈服強(qiáng)度隔膜錐段不發(fā)生徑向失穩(wěn)對(duì)應(yīng)的最小硬化指數(shù)(n=9.4)大于低屈服強(qiáng)度隔膜錐段不發(fā)生徑向失穩(wěn)對(duì)應(yīng)的最小硬化指數(shù)(n=7.4)的原因。

圖9 2 種屈服強(qiáng)度水平下,不同硬化指數(shù)n 對(duì)應(yīng)隔膜在軸向位移5 mm 時(shí)的塑性錐段長(zhǎng)度Fig.9 Plastic conical section length of diaphragms w ith different hardening exponents n at the axial disp lacement h=5 mm under two yield strength levels

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證第3 節(jié)中得到的材料應(yīng)變硬化性能對(duì)隔膜錐段翻轉(zhuǎn)行為的影響規(guī)律,采用真實(shí)工業(yè)純鋁隔膜制造了與2.2 節(jié)幾何尺寸相同的隔膜試驗(yàn)件,并分別進(jìn)行了2.1 節(jié)中的2 種熱處理工藝。上述2 種熱處理狀態(tài)的隔膜試驗(yàn)件材料應(yīng)變硬化性能不同,其應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系分別如圖2(a)中n=3.4 的低屈服強(qiáng)度虛線和圖2(b)中n=11.4 的高屈服強(qiáng)度虛線所示。按照?qǐng)D10 搭建試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行隔膜試驗(yàn)件翻轉(zhuǎn)試驗(yàn)。其中,隔膜試驗(yàn)件與鑲嵌密封圈的工裝通過(guò)螺栓密封連接,并形成類似于隔膜貯箱氣腔的容腔。工裝通過(guò)管路與加注試驗(yàn)介質(zhì)(純凈水)的轉(zhuǎn)注罐相連,同時(shí)在工裝進(jìn)口處設(shè)置壓力表用于壓力測(cè)量。試驗(yàn)開始后,開啟閥門K1和K2,增壓氣體進(jìn)入轉(zhuǎn)注罐,并將試驗(yàn)介質(zhì)擠壓進(jìn)入工裝容腔內(nèi),進(jìn)而促使隔膜開始翻轉(zhuǎn)。試驗(yàn)過(guò)程中觀察隔膜翻轉(zhuǎn)形貌,并記錄加注量和壓力。

圖10 隔膜排放試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.10 Diaphragm air reversal test system

試驗(yàn)測(cè)得2 種化性能的隔膜試驗(yàn)件的錐段翻轉(zhuǎn)壓力-加注量曲線如圖11 所示。從圖中可以觀察到,試驗(yàn)翻轉(zhuǎn)壓力與模擬翻轉(zhuǎn)壓力的幅值和變化趨勢(shì)一致,但存在一定偏差。這主要是由于實(shí)際加工的隔膜試驗(yàn)件型面和壁厚與設(shè)計(jì)參數(shù)存在誤差導(dǎo)致。圖12 表示了2 件隔膜試驗(yàn)件翻轉(zhuǎn)過(guò)程形貌和最終形貌。其中,高應(yīng)變硬化性能的熱處理狀態(tài)一隔膜試驗(yàn)件在翻轉(zhuǎn)初期出現(xiàn)了錐段徑向失穩(wěn)現(xiàn)象,出現(xiàn)明顯褶皺,并在后續(xù)隔膜翻轉(zhuǎn)中無(wú)法消除,如圖12(a)所示;低應(yīng)變硬化性能的熱處理狀態(tài)二隔膜在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中未出現(xiàn)錐段徑向失穩(wěn)現(xiàn)象,翻轉(zhuǎn)形貌規(guī)則,如圖12(b)所示。上述結(jié)果與有限元仿真結(jié)果一致。

圖11 2 種應(yīng)變硬化性能的隔膜試驗(yàn)件錐段翻轉(zhuǎn)壓力曲線Fig.11 Overturning pressure curves of diaphragm specimen conical sections w ith two different hardening properties

圖12 2 種熱處理狀態(tài)的隔膜試驗(yàn)件翻轉(zhuǎn)形貌Fig.12 Overturning morphology of the diaphragm specim ens w ith two different heat treatment states

因此,在隔膜式貯箱金屬隔膜的選材、結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和制造工藝制定中,應(yīng)該考慮材料應(yīng)變硬化性能的影響?；诖_定的隔膜結(jié)構(gòu),可以通過(guò)采用適當(dāng)?shù)牟牧虾秃侠淼臒崽幚砉に嚨玫嚼硐氲牟牧闲阅?進(jìn)而避免隔膜錐段翻轉(zhuǎn)過(guò)程中徑向失穩(wěn)的發(fā)生,提高隔膜的翻轉(zhuǎn)可靠性。

5 結(jié)論

1)高應(yīng)變硬化性能的隔膜(n=2.4 和3.4),已翻轉(zhuǎn)翻邊段和未翻轉(zhuǎn)錐段的力學(xué)性能失配程度較高,導(dǎo)致錐段抗失穩(wěn)能力較低,最終在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中發(fā)生徑向失穩(wěn),同時(shí)翻轉(zhuǎn)壓力較高;低應(yīng)變硬化性能的隔膜(n=9.4 和11.4),已翻轉(zhuǎn)翻邊段和未翻轉(zhuǎn)錐段的力學(xué)性能失配程度較低,導(dǎo)致錐段抗失穩(wěn)能力較高,最終在翻轉(zhuǎn)過(guò)程中不發(fā)生徑向失穩(wěn),同時(shí)翻轉(zhuǎn)壓力較低;中等應(yīng)變硬化性能的隔膜(n=5.4 和7.4),其錐段失穩(wěn)情況與材料屈服強(qiáng)度有關(guān)。

2)高屈服強(qiáng)度隔膜實(shí)現(xiàn)不發(fā)生準(zhǔn)段進(jìn)行失穩(wěn)所需的最低應(yīng)變硬化性能(nmin=9.4)小于低屈服強(qiáng)度隔膜所需的最低應(yīng)變硬化性能(nmin=7.4)。

3)基于確定的隔膜結(jié)構(gòu),可以通過(guò)采用適當(dāng)?shù)牟牧虾秃侠淼臒崽幚砉に嚨玫嚼硐氲牟牧闲阅?進(jìn)而避免隔膜錐段翻轉(zhuǎn)過(guò)程中徑向失穩(wěn)的發(fā)生,提高隔膜的翻轉(zhuǎn)可靠性。