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球形压力容器的失效特性研究
摘要
目前许多航空航天器系统需要轻型高性能的加压罐来存储推进剂，氮气，氧气或其他介质。而飞机对高压储气有几种需求指标，如飞机逃生滑道充气系统，应急氧气供应，起落架执行器，发动机加压空气启动系统和机载惰性气体发生系统以及富氮空气接收器。在航天器的应用上，高压气体被用于控制和推进车辆。因此，压力容器的泄漏将导致车辆系统的严重故障，从而使得任务失败或发生事故。尽管资格认证的标准很高，但我们必须谨慎的认识到压力容器也可能出现故障。
本文对液压加载过程中压力容器的破坏行为进行了实验研究。其中压力容器是由两种不同的方法制造。一种方法是旋压成形和钨极惰性气体（TIG）焊接过程，另一种则是吹塑成型和固态扩散接合工艺。对其失效行为进行了研究，并分析了成形方法造成的影响。结果表明，增压速率和声发射信号增加速率对于完整的容器显示了了类似的趋势，并且信号增加速率远远高于具有缺陷的容器的增压速率。很明显，容器对压力负荷的声音发射信号响应可以成功应用于预测结构完整性以及用这两种方法制造容器的产生的失效行为。
1.介绍
压力容器已被用于各种航空应用领域，如应急供氧或推进储罐系统[1]。因此，防止压力容器失效以提高安全性和可靠性受到了广泛关注。航空航天结构部件的主要特性包括高强度和轻量化的结构稳定性，用以改善航空航天飞行器的性能并最大限度地提高运载载荷。为了满足这些要求，航空航天结构部件采用具有较高的比强度的材料进行设计和制造，如钛合金和复合材料[2]。钛合金的典型应用是需要姿态控制的，存储相对高压的气体或燃料的压力容器。钛储罐可以通过旋压成型，吹塑成型或机械加工来制造，前两种方法可以很好地用于降低制造成本。
在这项研究中，钛储罐采用两种不同的方法制造。 在加压试验中，观察应变和声发射（AE）信号来研究制造方法对储罐的故障模式和性能的影响。
2.实验
2.1 设计和制造
航天压力罐的典型形状为可以有效保持内部静水压力的球形。在这项研究中，制造了两种不同类型的储罐：一种用于姿态控制，另一种用于在航空航天系统中的阀门驱动。由于每不同航空部件必须满足不同的规格，因此需要采用不同的方法制造油箱。
图1表示出根据应用情况设计的储罐的结构，而表1中则是两个不同储罐的示意设计规格。
用于姿态控制的氮气罐是将高压氮气储存于由两个半球制作而成的球形中。选择Ti-15V-3Al-3Cr-3Sn作为半球的材料，是因为它具有良好的旋转成形性和良好的可热处理性能。如图2所示，半球是通过热旋转成形制成的，并且通过钨惰性气体（TIG）焊接将其焊接在一起，以实现制造公差控制的灵活性[3]。并比较了热处理后母材和纺丝部分的材料性能差异。图3是TIG焊接工艺的流程图。
阀门驱动的氦气加压罐是用来存储高压氦气以操作气动阀。由于加压罐的内径小于罐的厚度，因此不能确定旋压成型是有效的，故加压罐用Ti-6Al-4V的吹塑成型方法制造。初始的坯料和凸台是通过扩散粘合的，而最后的尺寸则是通过吹塑获得的[4]。
2.2 检查
钛罐制造完成之后，通过X射线放射图测试和厚度测量以评估制造过程。在加压罐的用于阀门驱动控制的氮气罐的位置控制和扩散焊接区域进行X射线测试。对于氦气罐来说，X射线测试可以显示出焊接区域和氮气罐焊接区域的局部缺陷的完整性。这是因为扩散结合是固态结合过程，而TIG焊接方法会产生暂时性的液态。
X射线检测的检查结果（表2）表明，半球形焊接区的主要缺陷是缺口，凸台区域存在填充物的孔隙度和填料流量不足的缺陷。底切是一个在填充材料的母材边界处形成的凹陷区域，并可能会导致应力集中。
姿态控制箱的半球形焊接区域沿圆周方向被五等分，并且凸台焊接区域被三等分来进行检查。
采用超声波法测量姿态控制箱的厚度和气门驱动槽的厚度。测量点位于半球和凸台的粘合区域附近，沿着球体赤道平面90°分布。 结果（见表3）表明，姿态控制罐满足4mm均匀分布的厚度设计要求。然而，阀驱动箱的赤道面积大于设计要求（见表4），而凸台区附近的厚度只有要求的50-65％。这是因为初始坯料采用了均一的厚度，所以厚度的减少局限于凸台区域。根据使用X射线和超声波装置的无损评估的结果，旋转成型的罐在厚度变化方面表现更好，而扩散结合和吹塑成型的罐则会有很少的缺陷。
2.3 压力测试
每个罐的性能通过加压试验进行测试，其中液压增加到耐压水平然后逐渐降低[5]。为了测量液压加载过程中的变形和声发射信号，装载了如图4所示的应变传感器。对于姿态控制罐，低频声发射传感器位于5和9号应变计之间，高频声发射传感器位于8和10号应变计之间的，宽带AE传感器位于5和10号应变计之间。对于阀门驱动箱，宽带AE传感器位于9和11号应变仪附近。
3 结果与讨论
图5和图6展示了姿态控制罐加压测试的结果。结果表明，与ACT-02罐相比，ACT-01罐具有相对较大的缺陷，随着液压增加到31MPa，ACT-01罐没有损坏或泄漏，并且在降低液压后没有观察到残余变形。在凸台上部焊接区出现的最大应变为4600times;10-6，而在半球焊接区则为2700times;10-6。在ACT-02罐中，在较低的压力下，焊接区域（表5）处为30.2MPa发生损坏。
图7显示了姿态控制罐ACT-02的故障，并且半球的焊接区域处的裂缝开始传播到了上凸台区域。由加压试验和无损检测的结果看出，底切会产生比孔隙或填料缺陷更多的应力集中，并且如果可能的话，通过去除所有底切缺陷以提高罐的可靠性是很必要的。
图9展示了用于阀驱动的氦罐加压测试的结果。如图8（a）所示，在凸台附近发生故障时，液压为29.8MPa，其值低于最大预期工作压力（MEOP）。这是因为该区域的厚度约为设计厚度的50％。图8（b和c）给出了上半球和下半球对称面的轮毂面积和液压加载时间的应变测量结果。结果表明，凸台区域经历了较高的变形，并且在发生断裂的位置获得了最大应变。如图8（c）所示，随着液压线性增加，应变在达到26.2MPa后失效并急剧增加。图9为失效的阀门驱动罐。
姿态控制罐ACT-01的声发射信号测量的结果如图10所示。结果表明，在先前加载的持续时间没有获得AE信号，并且AE信号的量取决于加压速率而不是加压区域上的绝对压力（时段和）。AE信号也可以在恒压区获得，但数量并不显著。
图11是姿态控制罐ACT-02的声发射信号测量的结果，并且ACT-02像ACT-01一样，之前的加载时间内没有获得AE信号。恒压或保压区域（周期和）中的声学特性显示出由恒定压力产生的些微差异的信号。加压区域（期间和期间）中的AE信号表现出类似的趋势，并且由于高压下的加压速率较低，所以与加压速率相比，高压条件下AE信号的量有所增加。很明显，恒定压力区域内信号量的差异很大程度上取决于压力本身而不是加压速率。由于储罐ACT-02的压力低于合格压力，由此可以得出结论，AE信号的数量取决于在恒定压力区域和有缺陷储罐的加压区域的压力值，如此便可以预见到早期的失效行为。
图12为阀驱动箱的声发射信号测量结果。AE信号的增加量是在恒定压力区（期间）期间获得的，并且在失效之前（期间）可以观察到信号的剧烈增加。另外，在液压较高的情况下，加压区域的信号量较高。由于储罐先前加载到10.3MPa，因此在该压力下没有获得显着的信号。
从以上结果可以看出，断裂前AE信号的增加速率远高于加压速率。然而，由于使用当前测试数据来区分粘结区域的AE信号和母材的AE信号并不清楚，因此必须进行进一步的研究以区分这些数据。
4 结论
在这项研究中，钛罐由两种不同的方法制造。姿态控制罐采用旋转成型和TIG焊接，阀门驱动罐采用扩散粘结和吹塑成型。对这些储罐进行液压加载，并分析其变形行为和AE信号。
（1）在姿态控制罐中，即使在接近失效的情况下，在焊接区域中也未观察到应变增加率的差异，并且最终失效模式是脆性的。 这可能是是由于热影响区（HAZ）的显微组织变化而引起。
（2）阀门驱动槽的断口发生在凸台附近的母材处，断裂前的应变变化率增大。
（3）声发射信号特征表明，加压速率和信号增长速率对非失效罐表现出相似的趋势，而信号增加速率远远高于失效罐的加压速率。
（4）随着形变的增加，AE信号的曲线以相似的模式增加。
（5）无论制造方法如何，AE信号都在接近失效时增加，但两个压力容器故障时的信号特性差异很难获得。
感谢
这项调查的一部分得到了双重用途技术计划的资金支持。
塑性约束对压力容器焊缝结构完整性评定的影响
摘要
采用BS 7910备选方案1和基于约束的失效评估图( FADs )方法对开裂的铝合金压力容器焊缝( PVWs )进行完整性评估。为了确定基于约束的FAD曲线，对单边缺口弯曲( SENB )试件进行有限元分析，推导出归一化载荷与约束Q之间的函数关系。结果表明，对于裂纹尖端前约束Q较低的浅裂纹试样，常规FAD曲线与基于约束的FAD曲线有显著差异。然而，对于具有高约束Q的深裂纹试样，约束修正对BS 7910方案1的影响并不显著。结果表明，基于约束修正FADs的预测结果与试验结果吻合较好，对于浅裂纹容器试件，BS 7910 方案1的方法是保守的。
1.介绍
包含缺陷的工程结构可能是制造阶段或服役期间的结构故障的原因。为了防止部件在使用过程中发生故障，需要评估这种缺陷，特别是裂纹状缺陷的结构。特别地，焊接结构需要用于焊接缺陷的结构完整性评估的特殊程序。含缺陷焊接构件的断裂评定程序对压力容器、管道和储罐的设计、制造和安全运行具有重要意义。
在某些工程结构中，结构构件由于缺陷的存在而发生的破坏是相当灾难性的，可能导致严重的经济和环境后果。然而，为了确定包含缺陷的结构是否需要修复，需要验收标准来定义缺陷的大小。在过去几年中，已经公布了一些用于焊接结构缺陷评估的重要标准程序，例如BS 7910 [ 3 ]和R6 [ 4 ]。这些标准程序基于故障评估图( FADs )，它最初是根据Dowling 和 Townley提出的两项标准评估发展起来的。在FAD程序中，通过分别计算断裂行为的两个极端，即线弹性和塑性破坏行为，来评估开裂构件的完整性。这在图1中示意性地示出。在过去的几年中，基于FAD概念的缺陷评估程序已经被广泛地用于评估包含缺陷的工程部件的完整性。
然而，传统FAD方法中保守的含义是，该评估使用根据既定的实验标准和有效性标准对深度裂纹试样进行的试验获得的断裂韧度值。有效性标准被设计成确保平面应变条件和保证裂纹尖端附近的高水平应力三轴性。然而，压力容器系统中的结构缺陷通常是表面裂纹，并且这些裂纹构造通常形成低水平的裂纹尖端应力三轴。因此，使用传统FAD方法在低约束结构部件中进行缺陷评估可能过于保守和悲观。然而，这种保守性可能导致在用部件的不必要的更换或修理，其运行成本很高。
为了利用所谓的约束参数量化断裂韧度的几何依赖性，已经对这些低约束效应进行了大量的研究。这导致了BS 7910和R6程序中基于约束的FADs。然而，通过与传统FAD方法的比较，详细讨论基于Q约束修正FAD方法的裂纹PVWs完整性评估的研究很少。
本研究的目的是评估BS 7910选项1和基于约束的FAD程序在不同裂纹构型的PVWs完整性评估分析中的应用能力，并拓宽目前对Q约束对这些部件缺陷评估程序的影响的理解。通过有限元分析，得到了SENB试件的归一化载荷与Q应力之间的关系。具体而言，本研究将使用BS 7910选项1和基于约束的FADs的开裂PVWs的残余强度预测与实验值进行了比较。
2.基于约束的故障评估图
2.1近尖端场的j - Q特征
大量研究表明，随着试件裂纹长度的减小，材料的抗裂性能增强。材料韧性的提高与裂纹尖端约束的丧失有关，这对评估含浅缺陷构件的安全性具有潜在的益处。一般来说，Q约束可以很好地表征裂纹前缘应力场。基于Q约束参数，研究了不同材料的抗裂性能
可以量化计量，从而为裂缝评估提供更现实的基础
采用Hutchinson提出的HRR应力场以及Rice和 Rosengren提出的Q应力来发展裂纹试件和结构的约束程度。将第二项引入弹性断裂力学和HRR理论，以适应断裂力学中的约束效应，Q应力由屈服应力归一化并由等式定义( 1 )如下:
（1）
式中为HRR场，为裂纹尖端前的应力场，为Kronecker delta; 。 O#39;Dowd 和Shih提议用从根据 T=0分析的修正边界层获得的小规模的柔性的解取代第一个 HRR 项 。这里，T是弹性T应力。则等式( 1 )由下式表示
(2)
(3)
基于方程( 2 )和( 3 )，Q可以评估为实际应力场和小规模屈服参考解之间的差，如下:
其中是开口应力分量，并且在微尺度距离处评估差异场，微尺度距离是启动有效断裂机制的位置. 一般认为，Q lt; 0的几何形状表示裂纹尖端之前的低水平约束，而Q gt; 0的几何形状表示较高的约束。关于J - Q方法的进一步细节见参考文献。
2.2修正FAD
在FAD过程中，可以通过修改作为裂纹形态、载荷和应力-应变行为函数的失效评估曲线来引入约束效应。在安斯沃斯和奥多德的工作之后，这些影响被纳入其中通过用载荷比L . r来量化约束条件，将其转化为FAD程序。约束的载荷依赖性由流体静力参数Q表征，其表示如下:
其中参数通常是裂纹几何形状、材料应变硬化特性和载荷的函数。
在本研究中，考虑了残余应力作为二次应力在焊接构件中的作用。
为了评价约束效应，不仅要有一个结构约束的度量，还要有一个材料韧性对约束依赖的度量。与约束相关的断裂韧度可以与结构相关自然约束
其中和k是描述约束对断裂韧度的影响的材料常数，而是结
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