梁準(zhǔn) 張穎晗 高原 柳占立 童軍 羅嘉 李典 莊茁

低溫下2219鋁合金貯箱焊接缺陷的試驗(yàn)與仿真分析

梁準(zhǔn)1張穎晗1高原1柳占立1童軍2羅嘉2李典2莊茁1

（1清華大學(xué)航天航空學(xué)院，北京 100084；2北京強(qiáng)度環(huán)境研究所，北京 100076）

本文結(jié)合材料試驗(yàn)和斷裂力學(xué)數(shù)值仿真，研究了運(yùn)載火箭貯箱低溫下材料及焊縫缺陷對貯箱極限承載能力的影響。通過低溫光測試驗(yàn)獲取了貯箱材料2219鋁合金的彈塑性本構(gòu)參數(shù)，研究了該材料從4K到300K溫度環(huán)境下的斷裂韌性變化，發(fā)現(xiàn)2219鋁合金在4K下仍保持較高的斷裂韌性。結(jié)合77K溫度下貯箱的強(qiáng)度破壞試驗(yàn)，建立了貯箱熱力耦合數(shù)值模型以及焊縫精細(xì)有限元子模型，利用子模型方法得到低溫下的焊縫局部應(yīng)力-應(yīng)變場分布，基于斷裂力學(xué)的擴(kuò)展有限元數(shù)值方法揭示了焊縫處存在初始缺陷情況下的失效形式及裂紋擴(kuò)展規(guī)律，使用參數(shù)化建模揭示了初始裂紋參數(shù)對裂紋擴(kuò)展及貯箱極限承載能力的影響規(guī)律。

低溫；貯箱；2219鋁合金；斷裂韌性；擴(kuò)展有限元；子模型

0 引言

運(yùn)載火箭是國家戰(zhàn)略航天裝備，其貯箱通常用于儲(chǔ)存低溫液氫液氧燃料，為大型薄壁結(jié)構(gòu)，材質(zhì)是2219鋁合金，各段采用焊接連接[1]。一方面，液氫儲(chǔ)存溫度在20K以下，液氧儲(chǔ)存溫度在90K以下，目前關(guān)于2219鋁合金材料低溫性能的研究多在77K～300K[2]，其斷裂韌度的研究相對較少，需要補(bǔ)充77K以下的材料斷裂性能試驗(yàn)。另一方面，焊縫處由于高溫加工形成復(fù)雜的材料區(qū)域以及不確定的缺陷，往往是最容易失效的部位[3]，大大降低了貯箱的整體強(qiáng)度，成為運(yùn)載火箭向更大型化發(fā)展的瓶頸之一。由于低溫下大型低溫貯箱試驗(yàn)成本及缺陷觀測條件的限制，目前焊縫內(nèi)部缺陷的失效規(guī)律及其對貯箱整體強(qiáng)度的影響研究仍相對較少。

本文首次通過超低溫緊湊拉伸試驗(yàn)獲取了2219鋁合金從4K到300K的斷裂韌度變化，彌補(bǔ)了該材料在超低溫的試驗(yàn)數(shù)據(jù)不足。結(jié)合低溫強(qiáng)度試驗(yàn)[4]和數(shù)值仿真，研究了低溫對貯箱應(yīng)力—應(yīng)變場的影響，利用子模型方法獲取了焊縫處的局部應(yīng)力場，利用擴(kuò)展有限元方法研究了焊縫處存在初始缺陷的失效形式及初始缺陷參數(shù)對失效的影響規(guī)律。

1 鋁合金在低溫條件下的力學(xué)性能試驗(yàn)研究

1.1 鋁合金及焊接接頭低溫彈塑性性能

貯箱材質(zhì)為2219鋁合金，利用低溫光測方法得到了77K時(shí)攪拌摩擦焊試件不同區(qū)域應(yīng)力—應(yīng)變數(shù)據(jù)，如圖1所示。利用冪硬化模型擬合出了攪拌摩擦焊不同區(qū)域的本構(gòu)參數(shù)，如表1所示，其中母材區(qū)在斷裂時(shí)無明顯屈服，視為完全彈性。

圖1鋁合金焊接頭低溫光測應(yīng)力—應(yīng)變數(shù)據(jù)

表1 焊縫不同區(qū)域本構(gòu)參數(shù)

彈塑性材料冪硬化本構(gòu)模型為

1.2 鋁合金低溫?cái)嗔研阅?/h3>

1.2.1斷裂力學(xué)方法與斷裂韌度

根據(jù)線彈性斷裂力學(xué)理論，研究和評估裂紋失穩(wěn)破壞常有能量法和應(yīng)力強(qiáng)度法。前者的主要評價(jià)指標(biāo)無法直接通過試驗(yàn)獲得，因此工程上常用應(yīng)力強(qiáng)度法，即以應(yīng)力強(qiáng)度因子的判據(jù)，裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展的條件為[5]

鋁合金材料在承受準(zhǔn)靜態(tài)加載時(shí)的斷裂韌度IC是裂紋發(fā)生臨界或失穩(wěn)擴(kuò)展時(shí)的應(yīng)力強(qiáng)度因子，反映了材料抵抗裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展即抵抗脆斷的能力，是利用擴(kuò)展有限元方法進(jìn)行失效分析和裂紋擴(kuò)展模擬的重要材料指標(biāo)。

1.2.2低溫?cái)嗔秧g度CT（緊湊拉伸）實(shí)驗(yàn)

根據(jù)GB/T21143-2014《金屬材料準(zhǔn)靜態(tài)斷裂韌度的統(tǒng)一試驗(yàn)方法》測定2219鋁合金在不同溫度下的斷裂韌度：將2219-T4鋁合金制成CT（緊湊拉伸）試樣，采用INSTRON 8850 SERIES疲勞拉伸設(shè)備完成預(yù)制裂紋。采用SAMS CMT5000型號(hào)低溫拉伸實(shí)驗(yàn)設(shè)備拉斷試件，采用液氮/液氦溫度箱控溫，測得斷裂應(yīng)力并以此求得2219-T4鋁合金在相應(yīng)溫度下的斷裂韌度。圖2為現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)照片。

圖2 緊湊拉伸現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)照片

圖3 斷裂韌度隨溫度變化圖

2 低溫下貯箱整體—焊縫局部熱力耦合分析

2.1 低溫貯箱整體模型分析

有限元模型分析軟件采用ABAQUS。有限元模型由前底、前短殼、過渡環(huán)、筒段、后短殼和后底組成。模型中前底、后底和筒段結(jié)構(gòu)采用殼單元和實(shí)體單元組合結(jié)構(gòu)，其余部件均采用實(shí)體單元?jiǎng)澐?。殼結(jié)構(gòu)采用S4R單元，實(shí)體結(jié)構(gòu)采用C3D8R單元，殼與實(shí)體單元連接處采用殼實(shí)體耦合約束保證位移連續(xù)。整體模型單元總數(shù)約為135萬。有限元模型邊界條件根據(jù)實(shí)際工況條件確定，考慮液氮加注和增壓兩個(gè)過程，設(shè)置降溫，加壓兩個(gè)熱力耦合分析步。其中在降溫分析步中，溫度由300K降為77K。在加壓分析步中，加壓壓力由液氮重力產(chǎn)生的靜水壓力和增壓壓力兩部分組成，其中靜水壓力是與液氮液面高度和密度相關(guān)的函數(shù)，增壓壓力是與強(qiáng)度試驗(yàn)中相同的0.45MPa的均勻載荷。降溫分析步的仿真結(jié)果顯示低溫產(chǎn)生了較小的熱應(yīng)力和較大的熱應(yīng)變，說明低溫對材料屬性及應(yīng)力分布并沒有起到太多負(fù)面的作用。由降溫及增壓分析步得到了整體模型的應(yīng)力—應(yīng)變分布，筒段處應(yīng)力水平較高，焊縫處失效主要是由缺陷引起的。

2.2 焊縫精細(xì)化子模型分析

2.2.1 子模型方法

子模型技術(shù)是從整體模型中取出一部分重點(diǎn)分析的有限元分析技術(shù)，它將整體模型的位移解作為子模型的條件，只要保證外部輪廓和空間位置相同，就可以進(jìn)行更加精細(xì)的建模或網(wǎng)格劃分，從而得到更加精確的應(yīng)力—應(yīng)變場分布[6]。子模型基本原理示意圖見圖4。

圖4 子模型技術(shù)基本原理示意圖

使用子模型方法有兩個(gè)方面的意義，一方面，焊縫處的結(jié)構(gòu)相比于整體模型尺寸較小，且局部結(jié)構(gòu)和材料導(dǎo)致該部分區(qū)域產(chǎn)生了復(fù)雜的局部應(yīng)力場，影響應(yīng)力場的材料本身的彈塑性性能和影響材料失效的斷裂性能也發(fā)生了變化。子模型方法可以進(jìn)行獨(dú)立于整體模型計(jì)算結(jié)果的更加精細(xì)化的分析。另一方面，后面要考慮焊縫處的局部缺陷對強(qiáng)度的影響，而焊縫處局部缺陷的尺寸往往非常小，一般來說網(wǎng)格尺寸必須小于缺陷尺寸。如果在貯箱整體模型中考慮焊接缺陷，會(huì)由于網(wǎng)格過小而造成巨大的計(jì)算規(guī)模。子模型方法可以只在焊縫處減小網(wǎng)格尺寸，大大降低了計(jì)算量。

2.2.2 焊縫子模型建立與仿真結(jié)果

貯箱大部分連接區(qū)域采用攪拌摩擦焊，其焊縫一般由焊核區(qū)、熱影響區(qū)、母材區(qū)三個(gè)部分組成[7]，由于攪拌摩擦焊過程中材料受熱及攪拌作用，力學(xué)屬性發(fā)生很大變化，因此設(shè)置不同的參數(shù)。圖5為攪拌摩擦焊過程及區(qū)域劃分圖，由此將焊縫簡化為圖6所示的焊縫子模型。

材料屬性根據(jù)前面得到的三個(gè)區(qū)域的彈塑性屬性設(shè)置，損傷起始準(zhǔn)則采用最大主應(yīng)力準(zhǔn)則，損傷演化采用能量準(zhǔn)則。將整體模型中焊縫位置的位移解作為子模型的輸入條件，得到了圖7的局部應(yīng)力場分布作為裂紋擴(kuò)展仿真的基礎(chǔ)。

3 基于擴(kuò)展有限元的裂紋擴(kuò)展仿真與分析

3.1 擴(kuò)展有限元方法

擴(kuò)展有限元方法是有限元中模擬裂紋擴(kuò)展的常用方法之一。它是在傳統(tǒng)有限元的基礎(chǔ)上，在連續(xù)區(qū)域仍采用連續(xù)位移函數(shù)，在包含裂紋的不連續(xù)區(qū)域內(nèi)基于單位分解的思想在位移函數(shù)中加入反映不連續(xù)的擴(kuò)充函數(shù)項(xiàng)。對于不連續(xù)場的描述獨(dú)立于網(wǎng)格邊界，因此在裂紋擴(kuò)展過程中無需重新劃分網(wǎng)格。同時(shí)采用水平集法追蹤裂紋面的位置，使得裂紋面與網(wǎng)格是相互獨(dú)立的，裂紋從而可以貫穿網(wǎng)格沿任意路徑擴(kuò)展，大大提高了模擬裂紋擴(kuò)展問題的效率與精度[1]。

圖5 攪拌摩擦焊形貌示意圖

圖6 焊縫精細(xì)化子模型

圖7 焊縫子模型仿真結(jié)果

3.2 裂紋擴(kuò)展仿真與結(jié)果

設(shè)置如圖8所示的橢圓形狀初始裂紋，利用擴(kuò)展有限元方法得到圖9所示的裂紋擴(kuò)展過程。在過程中裂紋擴(kuò)展臨界壓力為0.408MPa，裂紋從初始裂紋處迅速擴(kuò)展，延伸到表面，形成表面裂紋，繼而沿橫向擴(kuò)展，該結(jié)果與強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

圖8 初始缺陷設(shè)置

圖9 裂紋擴(kuò)展過程

3.3 裂紋參數(shù)對裂紋擴(kuò)展的影響分析

為了研究裂紋參數(shù)對裂紋擴(kuò)展的影響，分別改變裂紋方向和尺寸，觀察裂紋擴(kuò)展的差異。

首先改變初始裂紋與焊線的角度，分別初始裂紋沿壁面法向旋轉(zhuǎn)45°、90°和135°，發(fā)現(xiàn)旋轉(zhuǎn)后的臨界壓力均大于原始情況，擴(kuò)展路徑先沿裂紋方向后回歸橫向，如圖10所示。圖11為臨界壓力隨角度的變化。由圖11可見裂紋角度對極限壓力的影響較小，這里主要是兩個(gè)方向的應(yīng)力比較接近，但如果在壁面內(nèi)方向旋轉(zhuǎn)可能會(huì)有一些差異。接著逐漸減小裂紋的尺寸，得到表2和圖12的裂紋擴(kuò)展的臨界壓力隨裂紋直徑的變化。

圖10 不同角度初始裂紋的裂紋擴(kuò)展路徑

圖11 臨界壓力隨角度的變化

表2 臨界壓力隨裂紋直徑的變化

由圖12中擬合曲線可以發(fā)現(xiàn)隨裂紋直徑減小，臨界壓力逐漸增大，斷裂強(qiáng)度趨近于材料本身無缺陷時(shí)的強(qiáng)度。工程中可以建立類似的臨界壓力隨裂紋參數(shù)的關(guān)系以達(dá)到快速判斷是否安全的目的。經(jīng)過模擬發(fā)現(xiàn)裂紋直徑也就是裂紋尺寸對計(jì)算結(jié)果的影響是最大的。探傷的時(shí)候應(yīng)重點(diǎn)考慮裂紋的尺寸，可以考慮忽略裂紋的三維角度，同時(shí)將探傷的精度考慮在內(nèi)，小于探傷精度的裂紋按最大探傷精度計(jì)算，大于探傷精度的裂紋按最大直徑計(jì)算，根據(jù)臨界壓力隨裂紋參數(shù)的關(guān)系確定貯箱的極限承載能力。

圖12 臨界壓力隨裂紋直徑的變化

4 結(jié)論

本文的研究成果包括以下三個(gè)方面

1）獲取了運(yùn)載火箭貯箱材料2219鋁合金低溫下的彈塑性本構(gòu)參數(shù)，研究了不同溫度下該材料的斷裂韌度變化，發(fā)現(xiàn)2219鋁合金材料的斷裂韌度從4K到300K先升高后降低，存在極值點(diǎn)，該材料在4K時(shí)仍保持較好的斷裂韌度。

2）建立了焊接貯箱低溫?zé)崃︸詈夏Ｐ秃秃缚p局部簡化力學(xué)模型，分析了低溫的作用機(jī)制，結(jié)果顯示低溫產(chǎn)生了較大的壓應(yīng)變和較小的應(yīng)力且提高了材料本身的強(qiáng)度。

3）利用擴(kuò)展有限元方法結(jié)合子模型技術(shù)模擬了有初始裂紋情況下焊縫中裂紋擴(kuò)展過程，得到了失效形式及裂紋擴(kuò)展規(guī)律。研究了初始裂紋參數(shù)對裂紋擴(kuò)展的影響規(guī)律。

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Experiment and Simulation Analysis for Weld Defected 2219 Aluminum Alloy Tank at Low Temperature

LIANG Zhun1ZHANG Ying-han1GAO Yuan1LIU Zhan-li1TONG Jun2LUO Jia2LI Dian2ZHUANG Zhuo1

(1 School of Aerospace Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China; 2Beijing Institute of Structure and Environment Engineering, Beijing 100076, China)

In this paper, the influence of material and weld defects on the ultimate bearing capacity of carrier rocket tank at low temperature is studied by material test and numerical simulation. The elastic-plastic constitutive parameters of 2219 aluminum alloy at low temperature are obtained by low-temperature optical test. The fracture toughness of 2219 aluminum alloy from 4K to 300K is studied by compact tensile test. It is found that 2219 aluminum alloy still maintained good fracture toughness at 4K. Combined with the strength of 77K temperature tank failure test, the tank model and weld sub-model are established and the local stress-strain field distribution under low temperature is obtained. The failure mode and the regularity of crack propagation are revealed using the extended finite element method based on fracture mechanics. The effects of initial crack parameters on crack growth and the ultimate bearing capacity are revealed through parametric modeling.

Low temperature; Storage tank; 2219 aluminum alloy; Fracture toughness; Extended finite element method; Submodel

O346

A

1006-3919(2021)05-0052-06

10.19447/j.cnki.11-1773/v.2021.05.009

2021-05-12；

2021-07-05

中國運(yùn)載火箭技術(shù)研究院高校聯(lián)合創(chuàng)新基金

梁準(zhǔn)（1999－），男，本科生，研究方向：疲勞與斷裂；（100084）北京市清華大學(xué)蒙民偉科技大樓北樓.