2219铝合金搅拌摩擦焊结构ECA评定

2019-05-16曹学敏田志杰熊林玉张彦华

宇航材料工艺 2019年2期

曹学敏田志杰熊林玉马核张彦华

（1 北京航空航天大学机械工程及自动化学院，北京 100191）

（2 首都航天机械公司，北京 100076）

文摘基于含缺陷结构断裂评定的COD 设计曲线与净截面屈服失效判据，对2219 铝合金搅拌摩擦焊结构进行了工程临界评定(ECA）。分析了2219 铝合金搅拌摩擦焊接头焊核区、热机影响区、热影响区和母材区的临界裂纹尺寸，确定了不同载荷水平下2219 铝合金搅拌摩擦焊结构的表面缺陷容限，并对特定内压下2219 铝合金运载火箭贮箱筒段搅拌摩擦焊纵缝进行了ECA 评定，为2219 铝合金搅拌摩擦焊结构的断裂控制提供了参考。研究结果表明，纵向前进边热影响区为2219 铝合金搅拌摩擦焊接头断裂控制的关键区域，特定内压条件下给定的表面缺陷可以接受。

0 引言

2219 铝合金是可热处理强化的Al-Cu-Mn 系析出强化型合金，具有较高的室温强度及良好的高温和超低温性能[1]，是运载火箭贮箱的常用材料[2]。搅拌摩擦焊工艺与传统熔焊方法相比，具有无烟尘、无气孔、无飞溅、无需添加焊丝、焊接时不需使用保护气体、焊后接头焊缝晶粒细小、残余应力小以及变形小等优点，广泛用于铝合金材料的焊接[3-4]。

2219 铝合金搅拌摩擦焊接头是贮箱结构的薄弱环节，接头的断裂直接导致贮箱结构的失效。为了保障贮箱结构完整性，对2219 铝合金搅拌摩擦焊结构进行工程临界评定（Engineering Critical Assessment，ECA）是断裂控制的重要环节。

焊接结构ECA 评定是基于“合于使用”原则对缺陷容限进行分析，已建立的评定标准包括英国含缺陷结构完整性评定标准（R6）、欧洲工业结构完整性评定方法（SINTAP）、美国石油学会标准（API 579）、英国标准BSI PD6493 的修改版—BS 7910 金属结构中缺陷验收评定方法导则等[5-8]。BS 7910 借鉴了R6 和SINTAP 的研究成果，提供了包括COD（Crack Opening Displacement，裂纹张开位移）设计曲线法和失效评定图等多种评定方法，COD 设计曲线法仅需要材料性能、尺寸等基础的信息，评定过程简单，在工程实际中应用范围更广。本文以BS 7910-2013 为参考，针对2219 铝合金运载火箭贮箱筒段搅拌摩擦焊纵缝中可能存在的表面缺陷，综合考虑弹塑性断裂力学判据与净截面屈服判据，根据运载火箭贮箱的实际工况条件，获得了贮箱筒段纵焊缝在不同载荷水平下的临界穿透裂纹容限，进一步将临界穿透裂纹容限转化为表面缺陷容限，并对特定内压下的贮箱纵焊缝进行了ECA 评定，为2219 铝合金搅拌摩擦焊结构断裂控制提供了参考。

1 ECA 评定方法

工程临界评定技术（ECA）是指应用断裂力学的理论，分析计算结构裂纹临界尺寸。含缺陷焊接结构的断裂行为可采用弹塑性断裂力学理论来分析，常用的方法是COD 设计曲线。COD 设计曲线是一种简化的图表方法，工程上可以直接采用图表的方式对缺陷进行评定。随着缺陷尺寸的改变，接头的有效承载面也发生改变，接头在发生断裂前可能先因屈服而发生塑性破坏，因此需要综合考虑弹塑性断裂与净截面屈服两种失效判据。

1.1 COD 设计曲线

COD 设计曲线采用弹塑性断裂准则作为失效判据:将裂纹张开位移作为断裂韧性的参量，若缺陷处的裂纹张开位移δ 小于极限值δC（材料的裂纹扩展抗力，可通过标准试验方法测定），即δ＜δC，则缺陷对结构的影响较小，反之则比较危险[9]。

在COD 准则的基础上，A.A.WELLS[10]率先创立了COD 设计曲线的理论。COD 设计曲线建立了含缺陷结构的无量纲裂纹张开位移φ=δ/2πεy与无量纲应变ε/εy之间的关系，图1为Wells 给出的COD设计曲线，其关系式为:

图1 COD 设计曲线Fig.1 COD design curves

一般而言，焊接结构的设计应力R 不超过Rp0.2，即ε/εy＜1 且ε=R/E，由式（1）可知，临界裂纹尺寸的计算公式为:

1.2 净截面屈服

对于含缺陷焊接结构，随着缺陷尺寸的改变，接头的有效承载面（净截面）也发生改变，结构上的应力会高到使整个净截面在断裂前先发生屈服，最后导致结构破坏。对于这种净截面屈服破坏，可以直接用截面上的净应力与材料的屈服强度关系建立破坏判据[11]。将接头简化为宽为W 的平板，含有长度为2a的中心裂纹，如图2所示。在远场应力R 的作用下，接头发生净截面屈服破坏的临界裂纹尺寸为:

图2 焊接接头简化Fig.2 Welded joint simplification

2219 铝合金搅拌摩擦焊结构设计应力R 与临界裂纹长度的关系如图3所示，阴影区域为结构安全区，净截面屈服塑性断裂线[式（3）]与弹塑性断裂线[式（2）]相交于A、B 两点，R1、R2分别为A 点和B 点的应力。对于同种铝合金搅拌摩擦焊结构，A、B 两点的位置受板宽W 控制，A、B 两点对应的R 值与W的关系见式（4），随W 增大，R1减小，R2增大。当R＜R1或R＞R2时结构的失效受净截面屈服判据控制，R1＜R＜R2时结构的失效受弹塑性断裂判据控制，即以式（2）与式（3）得到的临界裂纹尺寸的较小值作为整个结构的临界裂纹尺寸。

图3 R 与的关系Fig.3 Relationship between R and

1.3 临界裂纹尺寸与表面缺陷尺寸转化

图4 穿透裂纹与表面裂纹[11]Fig.4 Through crack and surface crack[11]

图5 穿透裂纹尺寸与表面裂纹尺寸的关系Fig.5 Relationship between through crack size and surface crack size

可知，已知壁厚t 的情况下，通过在图中不同深长比（a/2c）的曲线上找点可以将穿透裂纹长度转换为不同深度a 和长度2c 的表面裂纹。

2 2219 铝合金搅拌摩擦焊结构ECA 评定

2.1 评定参数的确定

在进行ECA 评定之前需要通过试验的方法确定结构的性能参数，包括:非比例延伸强度Rp0.2、抗拉强度Rm以及裂纹尖端张开位移δ（Crack Tip Opening Displacement，CTOD）。

试验所用材料为6 mm 厚的2219 铝合金试板，搅拌摩擦焊[12]采用的搅拌头轴肩直径为24 mm，探针直径为6 mm，长度5.8 mm，搅拌头转速为800 r/min，行进速度为220 mm/min，搅拌头倾角为2°，焊后热处理状态为T6。

搅拌摩擦焊接头分为5 个不同的微观组织区域:焊核区（NZ）、热机影响区（TMAZ）、热影响区（HAZ）、轴肩影响区（SAZ）和母材区（BM），如图6所示，这5 个区域的力学性能、组织形式各不相同，纵横向性能指标也不一致。搅拌摩擦焊工艺还存在焊接方向与搅拌头回转方向匹配问题，每个接头都有一个前进边和一个回撤边，焊缝两侧的力学性能也存在差异。

图6 接头各区域CTOD 试样取样位置Fig.6 Sampling location of CTOD samples in different welded joint zones

通过室温拉伸试验测试2219 铝合金搅拌摩擦焊接头焊核区、纵向接头、横向接头及母材的屈服强度Rp0.2、抗拉强度Rm。通过CTOD 试验计算2219 铝合金搅拌摩擦焊接头各区域临界CTOD 值δC，由于SAZ覆盖NZ、TMAZ、HAZ，试验时取NZ、TMAZ、HAZ、BM四个区域进行CTOD 测试，其中TMAZ 与HAZ 在前进边和回撤边分别试验，NZ、TMAZ 和HAZ 在纵、横两方向分别测试，纵向、横向接头示意见图7。CTOD试样取样位置如图6中虚线所示，试样制备、试验步骤参照文献[13]，CTOD 试验原理见图8。

2219 铝合金搅拌摩擦焊接头拉伸试验结果见表1，临界CTOD 平均值δC的计算结果见表2。

图7 纵向、横向接头示意图Fig.7 Longitudinal and transverse joint

图8 CTOD 试验原理[11]Fig.8 CTOD test principle

表1 2219 铝合金搅拌摩擦焊接头拉伸性能参数Tab.1 Tensile property parameters of friction-stir-welded 2219 aluminum alloy

表2 2219 铝合金搅拌摩擦焊接头δC值Tab.2 The δCvalue of friction-stir-welded 2219 aluminum alloy

2.2 临界裂纹尺寸

2.2.1 临界裂纹尺寸计算方法

式（2）和式（3）中的载荷水平pr（R/Rp0.2）是以Rp0.2作为参考，API 1104[14]指出，对于承受一定塑性变形的结构，考虑应变强化现象，采用流变应力Rf作为载荷水平的参考，即pr为结构设计应力R 与流变应力Rf的比值（R/Rf），因此结构受弹塑性断裂力学控制的临界裂纹尺寸与受净截面屈服控制的临界裂纹尺寸分别由式（5）与式（6）计算:

对于贮箱等压力容器，通常以结构承受的内压p描述其实际工况，因此以结构承受的内压表示载荷水平，即:

式中，pa，pf分别为与结构设计应力R 及结构流变应力Rf所对应的内压力。

将贮箱筒段简化为薄壁圆筒，根据材料力学的相关知识，承受内压值为p 的贮箱筒段，其纵焊缝截面上的周向正应力最大，以周向正应力Rt作为贮箱筒段承受的设计应力，由式（9）计算:

式中，p 为贮箱筒段承受内压；D 为贮箱筒段直径；t为贮箱筒段壁厚。

2.2.2 临界裂纹尺寸计算

2219 铝合金的弹性模量E 为73 GPa[15]，根据拉伸试验得到的接头各区域Rp0.2值及CTOD 试验得到的各区域临界CTOD 值δC，只考虑弹塑性断裂力学，将接头视为含有长度为2a 的中心裂纹的无限大平板，由式（2）确定各区域临界裂纹尺寸与应力的关系如图9所示。可以看出，应力一定时，纵向前进边HAZ 的临界裂纹尺寸最小，为最危险区域。这里主要分析纵向前进边HAZ 的缺陷容限，作为2219 铝合金搅拌摩擦焊接头的缺陷容限。对于有限板宽的结构则需要考虑净截面屈服的约束条件。

对于采用搅拌摩擦焊接工艺的贮箱筒段结构，设其直径D 为3 350 mm，长度L 为1 000 mm，壁厚t 为8 mm，其流变应力为:

由式（9）可知，流变应力对应的内压力pf为:

将贮箱筒段简化为宽为1 000 mm 的平板，综合考虑弹塑性断裂判据和净截面屈服判据，如图10所示，阴影区域为贮箱筒段结构的安全区。载荷水平pr＜0.12和pr＞0.98 时结构的失效受净截面屈服判据控制，载荷水平0.12＜pr＜0.98 时结构的失效受弹塑性断裂判据控制。

图9 各区域临界裂纹尺寸与应力关系Fig.9 Relationship between critical crack size and stress in different zones

图10 前进边HAZ 临界裂纹尺寸与载荷水平关系Fig.10 Relationship between critical crack size and stress level in advancing side HAZ

取载荷水平pr分别为0.2、0.4、0.6、0.8，则由图10可知，结构的失效受弹塑性断裂判据控制，与板宽无关，由式（5）计算贮箱筒段的临界裂纹尺寸见表3。

表3 不同载荷水平下贮箱筒段的临界裂纹尺寸Tab.3 Critical crack sizes of launch vehicle tank in different stress level

2.3 表面缺陷容限

根据图5将临界裂纹尺寸转换为深长比（a/2c）分别为0.1、0.2、0.3、0.4、0.5 时的表面缺陷长度与深度。由于BS 7910 中规定表面缺陷深度不超过壁厚的80%，为提高评定的安全性，当a/t＞0.8 时，均以0.8 作为相应的a/t 值；表面缺陷深度不得超过a/2c=0.5 时的缺陷深度值；表面缺陷长度不得超过a/2c=0.1 时的缺陷长度值。最终得到了如图11中虚线所示的4 种载荷水平下的2219 铝合金搅拌摩擦焊结构缺陷容限，随着载荷水平的增大，表面缺陷深度临界尺寸没有明显变化，表面缺陷长度临界尺寸减小。参考美国石油协会标准API 1104，缺陷深度不超过结构壁厚的50%，缺陷长度不超过结构长度的12.5%，确定了图11中的水平与竖直两条截止线，若由图（5）确定的表面缺陷容限位于截止线之外，则以截止线作为最终缺陷容限；否则以由图（5）确定的表面缺陷容限作为结构的表面缺陷容限。

图11 不同载荷水平下的贮箱筒段表面缺陷容限Fig.11 Surface defect tolerances of launch vehicle tank in different stress level

若实际结构的表面缺陷尺寸对应的评定点在评定曲线之下，则缺陷可以接受，反之则判定失效；若评定点落在评定曲线上，则此时对应的尺寸为可以允许的缺陷极限尺寸。

实际ECA 评定时，依据式（8）计算的载荷水平确定一条评定曲线。若载荷水平在图中没有标明，可以采用接近的评定曲线，或采用更高的载荷水平所对应的评定曲线。最后根据结构壁厚与长度可以将缺陷容限曲线确定。

设贮箱筒段的设计压力pa为0.5 MPa，存在长度为30 mm，深度为2 mm 的表面缺陷，则评定曲线的载荷水平pr为:pr= pa/pf= 0.5/1.254 = 0.399。

依据前述2219 铝合金搅拌摩擦焊结构ECA 评定方法，采用相近的较高载荷水平曲线，即载荷水平为0.4，得到图12中初始评定线。由于焊接缺陷在检测时存在误差，参考API 1104 中对缺陷容限修正的方法，通常在缺陷容限的深度方向减少一定的尺寸，深度修正值为无损检测时的最大误差，视具体的无损检测方法而定，若无具体要求，可采用0.25 mm 作为修正值，得到图12中的修正评定线。同时考虑到API 1104 中规定的缺陷深度不超过结构壁厚的50%，缺陷长度不超过结构长度的12.5%，取较小值得到图12中所示的最终评定线。从图中可以看出，给定的缺陷尺寸对应的评定点M 位于曲线所围成的区域内，因此该缺陷可以接受。