趙 穎，黃 美，楊夢(mèng)靈，韓 然

（1.華北電力大學(xué) 核科學(xué)與工程學(xué)院，北京 102206； 2.北京衛(wèi)星環(huán)境工程研究所，北京 100094）

0 引言

表面張力貯箱是利用液體推進(jìn)劑表面張力作用實(shí)現(xiàn)在微重力狀態(tài)下對(duì)推進(jìn)劑進(jìn)行管理、運(yùn)輸?shù)囊环N貯箱。其無(wú)運(yùn)動(dòng)部件，全金屬焊接結(jié)構(gòu)，與推進(jìn)劑相容，有利于發(fā)動(dòng)機(jī)在軌長(zhǎng)壽命運(yùn)行[1]，廣泛應(yīng)用于衛(wèi)星推進(jìn)系統(tǒng)，可實(shí)現(xiàn)衛(wèi)星變軌、軌道修正、姿態(tài)保持等功能[2]。

鈦合金是衛(wèi)星貯箱主體結(jié)構(gòu)的重要選材，其使用對(duì)于減小結(jié)構(gòu)質(zhì)量、提高結(jié)構(gòu)承載效率、滿足高溫高載及抗腐蝕要求、改善結(jié)構(gòu)可靠性、延長(zhǎng)機(jī)體壽命等發(fā)揮重要作用。超輕型大直徑表面張力貯箱是采用超塑成型與真空電子束焊接工藝制造完成的。焊接技術(shù)在眾多連接工藝中質(zhì)量效率最高，可提高材料利用率，在衛(wèi)星上的應(yīng)用越來(lái)越多。于康等[3]對(duì)球形表面張力貯箱裝配精度與貯箱焊縫熔深及形貌之間的關(guān)系進(jìn)行了研究，建立了電子束焊接工藝規(guī)范。由于焊接工藝自身的特點(diǎn)，焊接缺陷必然會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)的疲勞裂紋產(chǎn)生一定影響[4]。

本文主要通過(guò)ANSYS和Simufact Welding軟件對(duì)表面張力貯箱進(jìn)行建模及焊接殘余應(yīng)力計(jì)算，找到焊接殘余應(yīng)力最高的區(qū)域，在該區(qū)域引入裂紋，分析裂紋的應(yīng)力強(qiáng)度因子分布，并通過(guò)改變裂紋的插入角度和長(zhǎng)短軸之比，對(duì)應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響因素進(jìn)行分析，研究焊接殘余應(yīng)力作用下裂紋的擴(kuò)展趨勢(shì)。

1 表面張力貯箱結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)介

貯箱由球形外殼和液體管理裝置組成，球形外殼由上、下半球焊接而成，主要材料為TC4鈦合金，可供選擇的焊接方法有氬弧焊、電阻焊、真空擴(kuò)散焊等[5]。由于結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的需要，貯箱上往往有不同類型的焊縫，需選用不同的焊接方法，對(duì)焊接厚度1.5～2 mm以下的環(huán)形焊縫，通常采用不加填料的自動(dòng)鎢極氬弧焊[6]。圖1為貯箱焊接的簡(jiǎn)化示意圖。圖2為使用ICEM有限元網(wǎng)格劃分軟件對(duì)貯箱半球模型進(jìn)行的網(wǎng)格劃分。TC4鈦合金的化學(xué)成分和力學(xué)性能分別見表1和表2。

圖1 貯箱焊接示意圖Fig.1 Sketch of the tank model

圖2 貯箱有限元網(wǎng)格模型Fig.2 Finite element model of the tank

元素 V Al Fe C質(zhì)量分?jǐn)?shù)/% 6.060 3.920 0.300 0.013元素 N H O Ti質(zhì)量分?jǐn)?shù)/% 0.014 0.014 0.150 余量

表2 TC4 鈦合金的熱物理和力學(xué)性能Table 2 Thermal-physical and mechanical properties of TC4 titanium alloy

2 表面張力貯箱焊接殘余應(yīng)力計(jì)算

本文研究所用的球形表面張力貯箱外殼內(nèi)徑為 889 mm、厚度 1 mm[7]，其中心（赤道位置）有一條環(huán)形焊縫。通過(guò)有限元軟件ANSYS采用shell 181單元建立貯箱外殼的1/4有限元模型，在貯箱邊界施加對(duì)稱約束，材料彈性模量取110 GPa、泊松比取0.34[8]。

焊接采用雙面拼接焊，熱源為高斯熱源[9]。使用ANSYS有限元分析軟件對(duì)貯箱外殼進(jìn)行焊接過(guò)程計(jì)算，得到貯箱外殼的焊接殘余應(yīng)力分布如圖3所示：焊縫附近的焊接殘余應(yīng)力最高，為566.783 MPa，并隨著與焊縫中心距離的增加而快速減小，最小值為-176.383 MPa（負(fù)值表示應(yīng)力方向沿垂直焊縫平面向內(nèi)，下同）；但由于夾持板的壓力，焊接殘余應(yīng)力在焊縫兩邊各出現(xiàn)一個(gè)小幅度的升高，其局部極大值為-45.987 MPa。圖4為焊接殘余應(yīng)力在垂直于焊縫方向上的分布示意。

圖3 焊接殘余應(yīng)力分布曲線Fig.3 Distribution of welded residual stress

圖4 焊接殘余應(yīng)力垂直于焊縫方向的分布Fig.4 Welded residual stress distribution on tank

由于球形貯箱的厚度與內(nèi)徑比約為1/1000，在10 mm范圍內(nèi)弧度變化極小，可將其視為平板結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，將模型導(dǎo)入Simufact Welding軟件中進(jìn)行焊接過(guò)程計(jì)算，圖5為貯箱右半部的焊接殘余應(yīng)力在垂直于平板焊縫方向上的分布，圖6為平板焊縫附近的焊接殘余應(yīng)力仿真分析結(jié)果。

圖5 焊接殘余應(yīng)力分布曲線Fig.5 Welding residual stress distribution

圖6 平板焊接殘余應(yīng)力分布Fig.6 Welding residual stress distribution on welded plate

從圖5中可以發(fā)現(xiàn)：在焊縫中心所殘余的焊接應(yīng)力較大，達(dá)到了330.682 MPa，之后沿垂直于焊縫的方向逐漸減小，最小值為5.13 MPa；但在距焊縫中心40～50 mm處由于存在夾持工裝，在夾持應(yīng)力的影響下，該區(qū)域的殘余應(yīng)力呈現(xiàn)出一個(gè)上升波動(dòng)，其波峰的極大值為132.580 MPa。

3 焊接殘余應(yīng)力對(duì)應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響分析

3.1 應(yīng)力強(qiáng)度因子計(jì)算

應(yīng)力強(qiáng)度因子（SIF）是剩余強(qiáng)度和裂紋擴(kuò)展計(jì)算中的基礎(chǔ)參數(shù)，表征裂紋的特征、應(yīng)變場(chǎng)的強(qiáng)度、應(yīng)力大小及能量，并且代表裂紋擴(kuò)展能力的高低，應(yīng)力強(qiáng)度因子越大裂紋就越容易擴(kuò)展。因此，確定應(yīng)力強(qiáng)度因子在計(jì)算裂紋構(gòu)件剩余疲勞壽命中起著非常重要的作用。

在Franc3D中引入有限元模型，如圖7所示，在距離平板的中心0.2 mm處，插入半徑為0.2 mm的初始裂紋并結(jié)合ANSYS重新劃分網(wǎng)格，其裂紋平面垂直于平板，對(duì)應(yīng)力強(qiáng)度因子KI、KII、KIII進(jìn)行求解，結(jié)果如圖8所示。

圖7 裂紋網(wǎng)格劃分模型Fig.7 Finite element model with crack

圖8 應(yīng)力強(qiáng)度因子分析Fig.8 Comparison ofKI,KII,KIII

從圖8可以看出，在焊接殘余應(yīng)力的作用下，主要影響參數(shù)為應(yīng)力強(qiáng)度因子KI，其最小值位于歸一化裂紋前沿?cái)?shù)值為0.5，即裂紋中心處，；且KI值沿裂紋呈凹型分布趨勢(shì)，裂紋兩端的數(shù)值較高，。KII與KI的分布趨勢(shì)相同，但比KI的數(shù)值小很多；KIII基本呈隨著歸一化裂紋前沿?cái)?shù)值的增加逐漸增加的分布趨勢(shì)。

3.2 不同裂紋角度的影響

分析裂紋與焊縫呈不同夾角對(duì)于應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響：初始裂紋平面與焊縫平行，將裂紋平面進(jìn)行順時(shí)針旋轉(zhuǎn)，分析其與焊縫順時(shí)針夾角α分別為 10°、15°、20°時(shí)的裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子KI、KII的變化情況，結(jié)果如表3所示。

表3 裂紋與焊縫夾角對(duì)應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響Table 3 Comparison of SIF for different crack angles

圖9和圖10分別為裂紋與焊縫成不同夾角下的應(yīng)力強(qiáng)度因子KI和KII計(jì)算結(jié)果。

圖9 裂紋與焊縫夾角對(duì)應(yīng)力強(qiáng)度因子KI 的影響Fig.9 Comparison ofKI for different crack angles

圖10 裂紋與焊縫夾角對(duì)應(yīng)力強(qiáng)度因子KII 的影響Fig.10 Comparison ofKII for different crack angles

由圖9可見：KI值隨夾角的變化并不明顯，夾角為 10°、15°、20°時(shí)，KI值均隨著歸一化裂紋前沿?cái)?shù)值的增大先減后增，在歸一化裂紋前沿?cái)?shù)值為0.5（即裂紋中心）處達(dá)到最小值。由圖10可見：KII值在裂紋與焊縫夾角為10°和15°時(shí)變化不大，均呈隨著歸一化裂紋前沿?cái)?shù)值的增大先增后減的趨勢(shì)，在裂紋中心處達(dá)到最大值；但當(dāng)夾角增加到20°時(shí)，KII值發(fā)生劇烈變化，其整體分布趨勢(shì)也發(fā)生反轉(zhuǎn)，變?yōu)橄葴p后增，裂紋中心處變?yōu)樽钚≈怠?/p>

3.3 裂紋尺寸系數(shù)的影響

橢圓裂紋尺寸主要由半長(zhǎng)軸長(zhǎng)度a和半短軸長(zhǎng)度c確定。為分析不同裂紋尺寸對(duì)應(yīng)力強(qiáng)度因子計(jì)算結(jié)果的影響，對(duì)a/c值分別為1和2的裂紋（a=0.2 mm、c=0.2 mm 和a=0.4 mm、c=0.2 mm）進(jìn)行應(yīng)力強(qiáng)度因子KI、KII的計(jì)算，結(jié)果如表4所示。

表4 裂紋尺寸系數(shù)對(duì)應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響Table 4 Comparison of SIF for different crack axes ratios

圖11為裂紋尺寸系數(shù)對(duì)應(yīng)力強(qiáng)度因子KI的影響：裂縫半長(zhǎng)軸從0.2 mm增大到 0.4 mm時(shí)，KI值整體增大，變化幅度顯著減小，最小值都出現(xiàn)在歸一化裂紋前沿?cái)?shù)值為0.5，即裂紋的中心位置處。圖12為裂紋尺寸系數(shù)對(duì)應(yīng)力強(qiáng)度因子KII的影響：裂縫半長(zhǎng)軸從0.2 mm增大到 0.4 mm時(shí)，KII值整體減小，變化幅度顯著增大，在裂紋中心處應(yīng)力強(qiáng)度因子變化較為緩慢。

圖11 裂紋尺寸系數(shù)對(duì)應(yīng)力強(qiáng)度因子KI 的影響Fig.11 Comparison ofKI for different crack axes ratios

圖12 裂紋尺寸系數(shù)對(duì)應(yīng)力強(qiáng)度因子KII 的影響Fig.12 Comparison ofKII for different crack axes ratios

4 結(jié)論

為了分析焊接殘余應(yīng)力的影響，對(duì)焊接殘余應(yīng)力下的貯箱既有裂紋進(jìn)行分析，計(jì)算應(yīng)力強(qiáng)度因子KI、KII、KIII的數(shù)值變化情況，研究不同的裂紋形態(tài)對(duì)于應(yīng)力強(qiáng)度因子數(shù)值的影響，結(jié)論如下：

1）在焊接殘余應(yīng)力作用下，起主要作用是應(yīng)力強(qiáng)度因子KI，其隨著裂紋歸一化前沿?cái)?shù)值的增加呈先減后增的趨勢(shì)，裂紋中心處的KI值最小，裂紋沿兩邊的擴(kuò)展速率大于裂紋中心的擴(kuò)展速率。

2）裂紋與焊縫的夾角對(duì)于應(yīng)力強(qiáng)度因子KI的影響較小；對(duì)于KII，在夾角較小時(shí)影響較小，但角度一旦超過(guò)一定的值，KII值的整體變化趨勢(shì)就會(huì)發(fā)生較為劇烈的改變。

3）隨裂紋a/c比值的減小，應(yīng)力強(qiáng)度因子KI值整體增大，但其沿裂紋的變化趨勢(shì)變緩；KII則恰好相反，隨a/c比值的減小，KII值整體減小但變化幅度增大；KI和KII的最小值都在裂紋中心處。