1 引言
增压管路作为运载火箭提供增压介质流通的通道，是增压输送系统的重要组成部分之一。设计过程中需兼顾与推进剂的介质相容性、良好的密封性及结构协调性，还要保证管路结构在满足质量要求的情况下有足够的强度余量，具备较高的结构可靠性。火箭飞行过程往往伴随着剧烈的振动，对管路中较为薄弱的焊缝结构而言，其疲劳强度设计成为管路设计过程中不可忽视的一环。
疲劳问题的产生通常是因为受到长周期循环扰动应力[1]，从而导致危险部位萌生裂纹、扩展直至最终断裂[2]。疲劳损伤分析方法主要分为基于统计计数的时域分析法[3-5]和基于功率谱密度函数的频域分析法[6-9]。频域法便与有限元方法相结合，因而在工程结构疲劳寿命分析中得到更为广泛的应用。2011年，娄路亮等[10]对带有预应力的复杂空间管路开展随机振动响应分析，给出了不同内压及安装方式对管路动特性的影响。2014年，史立涛等[11]综合考虑材料非线性、几何非线性和接触非线性，对含有波纹管的运载器管路在完整工作周期内的疲劳寿命进行计算，并考虑了结构阻尼对振动疲劳寿命的影响。此后，Kumar[12-13]、Pavithra[14]及王升林[15]等分别使用实验方法和有限元方法对金属波纹管的疲劳寿命问题进行了研究。2017年，权凌霄等[16]分析了航空液压管路在随机振动载荷作用下的强度特性，结合S-N曲线对管路结构危险部位疲劳寿命进行了计算。方洪荣等[17]基于Abaqus和Ncode建立了运载火箭典型输送管路的有限元分析模型，计算了管路结构的频响特性和随机振动条件下的疲劳寿命，形成了一套火箭增压输送管路疲劳耐久性设计方法和分析流程。
近年来，管路结构疲劳强度设计得到了国内外学者的广泛关注，但面向焊缝结构的疲劳损伤试验、仿真联合分析与改进研究仍有进一步发展的空间。本文针对某运载火箭增压管路焊缝结构泄露问题展开研究。首先，通过热振联合试验模拟增压管路在箭上实际工作环境，暴露管路在热振载荷下的薄弱部位；其次，对焊缝开裂位置进行扫描电镜分析、金相分析和显微硬度测试，判断其失效模式及开裂原因；然后，通过有限元仿真对增压管路开裂问题进行复现，进一步验证微观检测结果并据此提出结构改进方案；最后，对改进后管路再次进行热振联合实验和有限元仿真分析，验证焊缝开裂部位疲劳寿命改进方案的有效性。
2 热振联合实验
箭上增压管路需承受气体压力、低温和高速气体冲刷等多种载荷。为考核增压管路在火箭工作振动环境下的疲劳强度，对焊接有四通零件的增压管路开展热振联合实验。试验管路系统由管路A、流量计模拟件以及管路B构成，试验装置原理见图1。管系中波纹管材料为022Cr17Ni12Mo2，其他管路元件(如法兰、四通等)材料为0Cr18Ni9。管系内充高温510±10 K状态的气体，压力1.2 MPa(绝压，下同)。通过实验装置对管路施加振动，包括低频正弦扫描、高频随机振动、定频振动。
为模拟箭上气压、气流载荷和温度载荷，需将管路系统两端与高温加注系统连接。管路A端和卡箍均与地面工装固定，管路A和管路B通过一对法兰连接，管路B与发动机接口端为振动点，按照发动机舱内导管的工作环境条件进行振动。
图1 试验装置原理示意图
Fig.1 Schematic of the test system
试验前移动固定管路A端与滑动支架的地面工装，施加系统给定的边界位移值，并紧固工装。试验过程中通过高温加热系统对管路内部充压1.2 MPa，并使得管路温度上升至510 K。高温气体由管路B端进入管路，并由管路A端排出。当管路温度、压力稳定后，驱动振动台对管路B端施加相应的振动激励。试验时在每条焊缝处均粘贴了应变片，对振动时管路的应变响应进行实时记录。
增压管路完成了X方向和Y方向的正弦、随机、定频振动试验，以及Z方向的正弦试验，在Z方向随机试验进行过程中发生气体泄漏，检查发现四通和管路连接焊缝处弯管外侧出现裂纹。
管路焊缝开裂部位如图2所示。宏观形貌观测可见：焊缝起收弧及其附近的1 mm厚管熔合线处存在一条周向穿透性裂纹，内、外表面裂纹长度均约为65 mm，其中由一端起长约45 mm位于熔合线上，剩余裂纹扩展至母材，整条裂纹附近内、外表面未见明显的塑性变形、腐蚀及机械损伤痕迹，未见明显的焊接缺陷。
图2 管路焊缝开裂部位裂纹形貌
Fig.2 Crack morphology of weld cracked part
3 焊缝开裂机理分析
3.1 宏观形貌分析
采用机械方法将裂纹打开对断口进行观察：断口凹凸不平，断面有金属光泽，未见腐蚀、宏观材料缺陷及机械损伤痕迹，断口厚度均匀，约1.0 mm；断口源区位于外表面熔合线附近长约15 mm范围内(包含起收弧区)，为线源起裂，沿厚度方向及两侧周向扩展，扩展区呈放射状，见图3。
3.2 金相组织形貌
在开裂焊缝处截取纵剖面试样进行金相分析，试样选取位置分别为裂纹源区(起收弧部位，试样编为1#)、裂纹尾部(试样编为2#)及与裂纹呈180°对称区域(试样编为3#)。3个试样焊缝及母材组织均未见异常，未见明显焊接缺陷，焊缝两侧母材均未见明显的错边；裂纹由外表面熔合线处起源，沿1 mm厚管母材扩展，形貌见图4。
图3 裂纹形貌裂纹断口宏观形貌
Fig.3 Macro morphology of crack fracture
图4 显微组织形貌
Fig.4 Microstructure morphology
3.3 断口微观分析
对开裂焊缝进行失效分析，通过扫描电镜观察，发现整个断口未见材料缺陷及焊接缺陷，源区呈磨损形貌，扩展区呈磨损+疲劳条带形貌；断面能谱分析结果表明，开裂位置管路材料含有Fe(主)、Cr(19.1%)、Ni(10.6%)、Ti(0.4%)、Mn(1.6%)、Si(0.6%)元素，主合金元素及含量未见异常，断口典型微观形貌及能谱分析图见图5。
综合考虑以上观察结果，可知增压管路四通零件与弯管焊接处焊缝在热振联合实验环境下的开裂模式为疲劳开裂。
4 增压管路疲劳损伤仿真分析
获取增压管路在热振联合工作环境下的动强度特性，使用ABAQUS软件对增压管路进行CAE仿真，开展针对焊接有四通零件的增压管路的疲劳寿命计算。
4.1 模型建立
根据管路取样件扫描结果对管路几何模型进行提取(见图6)。有限元计算采用T-mm-s单位制，用于数值仿真的材料性能参数如表1所示。
图5 裂纹断口典型微观形貌及能谱分析图
Fig.5 Typical microscopic morphology and energy spectrum analysis of crack fracture
图6 管路几何模型示意图
Fig.6 Pipeline geometry model
表1 材料性能参数
Table 1 Materialparameter
材料密度/(kg·mm-3)弹性模量/GPa泊松比屈服强度/MPa抗拉强度/MPa0Cr18Ni97 8501990.3205729022Cr17Ni12Mo27 8501990.3205756
按照试验过程加载载荷条件，对图6所示管路A端施加指定的边界位移条件，并在全管系施加1.2 MPa内压及510 K温度载荷。随后，按照火箭真实振动环境在管路B端依次施加定频振动和随机振动激励。
4.2 计算结果分析
考虑管路真实结构及试验情况，对焊接有四通零件的增压管路在试验历程中的疲劳损伤情况进行了热振联合仿真分析，提取了不同振动条件下的薄弱位置及疲劳损伤DL值，分析结果见表2。表中焊缝指四通与弯管焊接处的焊缝，弯管指管路中与四通焊接的弯管。
表2 增压管路热振联合仿真分析结果
Table 2 The joint thermal-vibration simulation results of pressurized pipeline
加载形式方向及频率/Hz危险点位置抗拉强度/MPaMises应力/MPa疲劳损伤值DL定 频 振 动X(280)焊缝47839.138.77E-10Y(280)焊缝47834.672.11E-10Z(280)焊缝4788.7512.00E-17X(510)弯管4784.24.16E-21Y(510)焊缝4783.484.57E-22Z(510)弯管4783.741.07E-21X(635)弯管4783.161.83E-22Y(635)弯管4782.968.49E-23Z(635)弯管4783.4986.04E-22X(1 800)焊缝4786.5616.76E-19Y(1 800)焊缝47836.87E-23Z(1 800)焊缝4783.161.27E-22合计焊缝//1.09E-9随 机 振 动X焊缝47890.651.16E-2Y焊缝47887.611.08E-3Z焊缝47879.751.16E-7合计焊缝//1.27E-02总计/焊缝//1.27E-02
分析结果表明：增压管路中四通零件与弯管焊缝位置是整个管路的薄弱环节，该位置在振动过程中的疲劳损伤高于管路其他区域。此外，相比于随机振动，定频振动造成的疲劳损伤较小，该趋势与振动试验实时应变测量结果一致。
根据热振联合有限元仿真分析结果可知，随机振动造成的疲劳损伤较为显著，四通零件与弯管焊缝处在各试验方向形成的疲劳损伤DL值总和为1.27E-2，疲劳强度裕度较小，有较大可能发生疲劳破坏。仿真分析结果有效预示了增压管路疲劳强度薄弱位置及破坏模式，与第3节金相分析、显微硬度测试结果相吻合，进一步验证了初始设计状态增压管路热振联合试验中破坏模式为疲劳开裂的结论。
5 结构改进设计与验证
根据实验考核与仿真分析可知，四通零件与弯管焊接处的焊缝结构较为薄弱，在火箭工作振动环境下容易发生疲劳破坏。为此，对四通零件结构形式进行两处改进。一方面，将四通上与弯管连接端(B端)加长40 mm，同时减短弯管直边段，将焊缝移动至疲劳损伤量级较大的区域外；另一方面，对延长段管口进行中间过渡处理，用厚度渐变设计消除初始设计中的边缘坡口焊缝形式。改进前后四通零件结构形式见图7(a)、图7(b)。
图7 四通零件改进前后结构图
Fig.7 Structural design before and after improvement
在相同实验条件下，对焊接有改进设计结构形式四通零件的增压管路进行热振联合实验。试验时在与焊缝开裂管路对应的位置粘贴了应变片，对管路振动时的应变响应进行实时记录。对2次试验应变测量结果进行了比对(见表3)，对比可见：原焊缝开裂位置应变水平明显降低，未发生焊缝开裂及气体泄漏现象，证明四通结构改进措施可有效提升增压管路疲劳寿命。
表3 管路试验应变测量结果(随机振动)(%)
Table 3 Comparison of experimental strain measurement results of pipeline(Random vibration)(%)
实验方向位置泄漏管路应变改进管路应变X10.036 20.015 920.024 20.013 630.041 70.014 740.023 80.014 5Y1/0.009 620.034 00.014 43/0.009 640.033 80.021 6Z1/0.016 320.037 20.013 03//4//
为验证改进设计状态增压管路的疲劳强度提升效果，在相同的装配和加载条件下对改进后管路的随机振动疲劳损伤进行了热振联合有限元仿真分析。提取改进前后管路焊缝和弯管处的均方根应力云图、应力谱密度曲线及DL值，结果见表4。
表4 管路试验应变测量结果(随机振动)
Table 4 The joint thermal-vibration simulation results of pressurized pipeline before and after improvement
管路状态位置疲劳损伤值DLX方向Y方向Z方向合计初始设计焊缝1.16E-021.08E-031.16E-071.27E-02弯管3.10E-056.98E-065.51E-064.35E-05改进设计焊缝2.97E-047.74E-063.43E-073.05E-04弯管1.12E-041.52E-051.63E-061.29E-04
由仿真分析结果可见，改进后增压管路四通零件与弯管焊缝处疲劳损伤与弯管处疲劳损伤相当，焊缝处疲劳损伤较改进前下降近2个量级，证明了改进设计状态可有效提升增压管路焊缝处疲劳强度，与热振联合试验结果一致。
6 结论
从增压管路焊缝疲劳强度设计需求出发,分别通过热振联合实验、热振联合有限元仿真分析对焊接有四通零件的增压管路疲劳寿命进行分析,确定了增压管路容易发生疲劳损伤的薄弱焊缝位置,验证了该位置管路在高频随机振动环境下易发生疲劳破坏，并通过设计改进有效提升了增压管路在火箭真实工作环境下的疲劳寿命。通过试验，证实了热振联合有限元仿真分析在预示管路疲劳损伤位置和管路疲劳寿命方面的有效性，可供后续管路产品结构设计和疲劳寿命评估参考。
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