液壓作動(dòng)筒裂紋分析

李 佳，劉麗玉，何玉懷，胡春燕

(1.無損檢測(cè)技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(南昌航空大學(xué))，南昌 330063;2.北京航空材料研究院中航工業(yè)失效分析中心，北京 100095）

0 引言

液壓作動(dòng)筒是發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵件，由蓋、襯筒、活塞、橡膠密封圈等零件組成，組件的組裝是將蓋和襯托筒焊接在一起的。由于液壓作動(dòng)筒的特殊結(jié)構(gòu)，焊接時(shí)要求焊接變形小、接頭附近區(qū)域溫升小、焊后作動(dòng)筒內(nèi)腔不能有飛濺物;因此，目前主要采用真空電子束焊接方法解決上述問題［1］;但在環(huán)境溫度下，焊接熱影響區(qū)存在殘余應(yīng)力和硫化物，會(huì)造成焊縫應(yīng)力腐蝕［2］。應(yīng)力腐蝕是金屬材料在固定拉應(yīng)力和特定介質(zhì)的共同作用下所引起的破裂，應(yīng)力集中的部位成為陽極而遭受腐蝕，在腐蝕過程中，材料先出現(xiàn)微裂紋然后再擴(kuò)展為宏觀裂紋，微裂紋一旦形成，其擴(kuò)展速度比其他類型局部腐蝕快得多，它所引起的破壞在事先往往沒有明顯的預(yù)兆而突然發(fā)生脆性斷裂，是破壞性和危害性最大的一種腐蝕［3-4］。

發(fā)動(dòng)機(jī)液壓作動(dòng)筒須先通過打壓試驗(yàn)再試車使用，打壓試驗(yàn)壓力為30 MPa，試車使用時(shí)壓力為20 MPa。有2批次液壓作動(dòng)筒中的3件分別在打壓和試車階段發(fā)現(xiàn)泄漏，檢查發(fā)現(xiàn)此3件液壓作動(dòng)筒均在焊縫處發(fā)現(xiàn)裂紋，焊接方法為真空電子束焊，液壓作動(dòng)筒材料為1Cr11Ni2WMoV馬氏體不銹鋼。本研究對(duì)裂紋外觀、裂紋斷口進(jìn)行宏微觀觀察，并對(duì)組織及硬度進(jìn)行檢測(cè)，以確定作動(dòng)筒裂紋性質(zhì)及失效原因，從而為此避免產(chǎn)生類似故障提供借鑒。

1 試驗(yàn)過程與結(jié)果

1.1 外觀觀察

液壓作動(dòng)筒失效件裂紋截面宏觀形貌見圖1，作動(dòng)筒分為筒體和蓋體兩部分，通過電子束自筒體外表面往內(nèi)焊接而成，過盈配合處位于筒體和蓋體之間。在掃描電鏡下觀察裂紋截面，裂紋位于筒體和蓋體焊縫區(qū)域，呈穿透性，焊接背面可見焊縫根部(技術(shù)要求余高≤0.8 mm)，筒體結(jié)構(gòu)上存在一變徑過渡，使得內(nèi)表面與焊接根部形成一尖角(圖2)。圖3為焊縫正面裂紋形貌。

圖1 作動(dòng)筒裂紋截面宏觀形貌Fig.1 Appearance of hydraulic cylinder section

圖2 裂紋截面形貌Fig.2 Morphology of crack section

1.2 斷口觀察

人為打開裂紋，用丙酮清洗后放入體視顯微鏡和掃描電鏡下對(duì)斷口進(jìn)行觀察。斷口側(cè)表面可見焊縫根部，裂紋斷口呈暗灰色，斷口較平齊，無明顯塑性變形，局部可見一弧形界面(圖4)。靠近焊縫背面一側(cè)斷口為典型的沿晶形貌，且局部存在二次裂紋(圖5)。沿晶面可見腐蝕產(chǎn)物(圖6)，對(duì)此區(qū)域進(jìn)行能譜分析可檢測(cè)到S、Cl等腐蝕元素(表1)，但斷口整體腐蝕情況不是很嚴(yán)重?？拷缚p正面為準(zhǔn)解理斷裂特征，可見裂紋由焊接背面往正面擴(kuò)展(圖7)。

對(duì)焊縫背面筒體內(nèi)表面形貌進(jìn)行觀察，斷口附近可見微裂紋，靠近斷口側(cè)面可見受焊接熱影響的機(jī)加表面(圖8)，已發(fā)生局部塑性變形，而稍遠(yuǎn)離焊接區(qū)域?yàn)檎５臋C(jī)加表面;但局部存在少量的腐蝕坑(圖9)，腐蝕坑內(nèi)可見腐蝕組織形貌及腐蝕產(chǎn)物(圖10)，對(duì)此區(qū)域進(jìn)行能譜分析可檢測(cè)到S、Cl等腐蝕元素(表2)。

圖3 焊縫正面裂紋外觀Fig.3 Crack appearance of front-side of weld

圖4 裂紋斷口形貌Fig.4 Low-power feature on fracture surface

圖5 沿晶形貌及二次裂紋Fig.5 Morphology of intergranular fracture and second crack

圖6 沿晶面上的腐蝕產(chǎn)物Fig.6 Morphology of corrosion products

圖7 焊縫正面一側(cè)準(zhǔn)解理特征Fig.7 Morphology of quasi-cleavage fracture

表1 X射線能譜分析結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù) /%)Table 1 X-ray energy spectrum analysis results(mass fraction/%)

1.3 金相檢驗(yàn)

從失效件沿裂紋截面切取金相試樣，進(jìn)行焊縫余高及組織檢查。測(cè)量焊縫背面余高約為0.674 mm，滿足標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的焊縫根部余高≤0.8 mm(圖11)。裂紋起源于焊縫背面與蓋體內(nèi)表面形成的尖角處(稱為焊趾)(圖12)，往焊接正面擴(kuò)展。焊縫區(qū)、熱影響區(qū)以及基體組織為回火馬氏體，組織未見異常(圖13～圖15)。

圖8 裂紋起源處內(nèi)表面形貌Fig.8 Morphology of the side of source zone

圖9 正常的機(jī)加表面及局部腐蝕坑Fig.9 Morphology of normal maching surface and corrosion pits

圖10 腐蝕坑內(nèi)腐蝕組織和腐蝕產(chǎn)物Fig.10 Morphology of the corrosion pits

表2 X射線能譜分析結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù) /%)Table 2 X-ray energy spectrum analysis results(mass fraction/%)

圖11 焊縫背面余高Fig.11 Weld reinforcement

圖12 裂紋起源處Fig.12 Crack initiation position

圖13 焊縫組織Fig.13 Microstructure of weld zone

圖14 熱影響區(qū)組織Fig.14 Microstructure of heat-affected zone

圖15 基體組織Fig.15 Microstructure of matrix zone

1.4 硬度檢測(cè)

對(duì)焊接截面各部位進(jìn)行硬度檢測(cè)，結(jié)果見表3，焊縫區(qū)域硬度明顯高于基體。技術(shù)條件要求基體布氏壓痕直徑3.15～3.45 mm，換算為HV:317～385，基體硬度滿足技術(shù)條件要求，焊縫兩側(cè)熱影響區(qū)硬度無明顯差異。

2 分析與討論

從液壓作動(dòng)筒裂紋的宏微觀檢查、斷口分析結(jié)果看出，裂紋起源于焊縫背面與蓋體內(nèi)表面的尖角焊趾處，往焊接正面擴(kuò)展;裂紋斷口平齊，呈暗灰色，無明顯塑性變形;斷面微觀可見沿晶斷裂形貌，局部存在二次裂紋;沿晶區(qū)域可見腐蝕產(chǎn)物，內(nèi)表面局部位置可見腐蝕坑，能譜檢測(cè)有S、Cl等腐蝕元素存在。通過金相組織和硬度檢驗(yàn)，可知液壓作動(dòng)筒的材質(zhì)符合相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求;焊縫根部余高也滿足技術(shù)條件要求;因此，液壓作動(dòng)筒裂紋性質(zhì)為應(yīng)力腐蝕裂紋。

表3 顯微硬度檢測(cè)結(jié)果Table 3 Microhardness testing results HV

應(yīng)力腐蝕是指零件在拉應(yīng)力和特定的化學(xué)介質(zhì)共同作用下所產(chǎn)生的低應(yīng)力脆性斷裂現(xiàn)象［5］。產(chǎn)生應(yīng)力腐蝕，一般需要以下條件:1)存在一定的拉應(yīng)力。該拉應(yīng)力可能是冷/熱加工、熱處理、焊接或者機(jī)械束縛引起的殘余應(yīng)力，也可能是使用條件下的外加應(yīng)力或者是腐蝕產(chǎn)物引起的殘余應(yīng)力;2)純金屬不發(fā)生應(yīng)力腐蝕破壞;但幾乎所有的合金在特定(敏感)的腐蝕環(huán)境中都會(huì)引起應(yīng)力腐蝕，添加非常少的合金元素都可能使金屬發(fā)生應(yīng)力腐蝕;3)金屬材料只有在特定的活性介質(zhì)中才會(huì)發(fā)生應(yīng)力腐蝕開裂，即要存在能引起金屬發(fā)生應(yīng)力腐蝕的介質(zhì)，對(duì)于特定的金屬材料而言，需要有一定特效作用的離子、分子或絡(luò)合物才會(huì)導(dǎo)致構(gòu)件應(yīng)力腐蝕開裂。應(yīng)力腐蝕斷裂速率為(0.0001～3)mm/h，比機(jī)械快速脆斷慢得多，但比點(diǎn)蝕等局部腐蝕速率快得多，如鋼在海水中應(yīng)力腐蝕的速度比點(diǎn)蝕速度快106倍。

液壓作動(dòng)筒采用真空電子束焊將筒體與殼體連接起來，文獻(xiàn)［6-8］表明，焊接背面形成的焊縫余高使得焊趾處產(chǎn)生應(yīng)力集中點(diǎn)，同時(shí)焊接本身也存在殘余應(yīng)力;因此，很容易使焊趾處應(yīng)力集中導(dǎo)致存在應(yīng)力腐蝕的應(yīng)力源;作動(dòng)筒打壓試驗(yàn)以及試車時(shí)使用的是航空燃油，正常情況下不應(yīng)該存在S、Cl等腐蝕環(huán)境;但裂紋斷口以及筒體內(nèi)表面均存在腐蝕特征，經(jīng)能譜分析檢測(cè)有S、Cl元素存在，說明作動(dòng)筒受到了硫化物和Cl－的侵蝕。事實(shí)上作動(dòng)筒從鍛件成型到焊接過程，中間經(jīng)歷了機(jī)加(冷卻液)、組裝、清洗等工序，特別在焊接前液壓作動(dòng)筒內(nèi)腔要求超潔凈度［1］，如果這些工序中有S、Cl等腐蝕介質(zhì)污染，且在后續(xù)清洗工序清洗不干凈造成S、Cl等腐蝕介質(zhì)在內(nèi)表面殘留，為應(yīng)力腐蝕提供了條件。應(yīng)力腐蝕速率比點(diǎn)蝕等局部腐蝕快得多，造成作動(dòng)筒在打壓試驗(yàn)或試車前期就萌生裂紋，造成早期失效。

文獻(xiàn)［2］中提及在焊接超級(jí)馬氏體不銹鋼時(shí)，殘余應(yīng)力所引起的應(yīng)力腐蝕占60%以上，所以最大限度地消除焊接殘余應(yīng)力，對(duì)耐應(yīng)力腐蝕開裂具有極為重要的意義。消除殘余應(yīng)力主要基于2種機(jī)理［9-11］:1)改善焊趾處殘余應(yīng)力狀態(tài)，即將原始焊態(tài)時(shí)的殘余拉應(yīng)力改變?yōu)閴簯?yīng)力，如采用錘擊、針擊、噴丸等工藝;2)改善焊趾幾何形狀，降低應(yīng)力集中程度，從而改善焊接接頭承載時(shí)焊趾處的應(yīng)力應(yīng)變分布，如采用焊趾打磨、TIG熔修等工藝。

由于此零件要求完全焊透，對(duì)于電子束焊接工藝，在焊縫背部存在一定的背部余高，余高和焊趾處最大應(yīng)力間存在線性關(guān)系，焊趾處的最大應(yīng)力隨余高增加而線性增加，將焊接接頭的余高除掉，可以消除余高在焊趾處產(chǎn)生的應(yīng)力集中［12］，一般采用工藝墊板再經(jīng)后續(xù)加工消除焊縫背部余高;筒體內(nèi)表面結(jié)構(gòu)上存在一變徑過渡使得與焊縫背部形成尖角(焊趾)，一般對(duì)焊趾進(jìn)行打磨能改善焊趾處的幾何不連續(xù)性，使焊趾處得以平滑過渡，降低應(yīng)力集中程度;但此零件結(jié)構(gòu)使其焊縫背部位于筒體和蓋體的間隙處，無法通過后續(xù)加工去除背部余高、改善焊趾尖角;因此，建議從焊接工藝及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)上來控制焊縫背部余高和尖角過渡，避免此處應(yīng)力集中。

3 結(jié)論

1)液壓作動(dòng)筒裂紋為應(yīng)力腐蝕裂紋，萌生裂紋的原因與焊趾處應(yīng)力集中較明顯有關(guān);

2)材料組織和焊接組織正常，均為回火馬氏體，未見焊接缺陷;

3)建議嚴(yán)格控制焊縫背部余高，盡量使焊趾處平滑過渡，避免出現(xiàn)尖角，從而降低焊趾處的應(yīng)力集中系數(shù)。

［1］梁養(yǎng)民.液壓作動(dòng)筒真空電子束焊［J］.航空制造技術(shù)，2004(z1):150，236.

［2］王斌，栗卓新，李國棟.超級(jí)馬氏體不銹鋼焊接的研究進(jìn)展［J］.新技術(shù)新工藝，2008(5):57－61.

［3］蔡秀光.應(yīng)力腐蝕的危害及控制［J］.化學(xué)工程與裝備，2006(2):37－39.

［4］顧玉麗，劉昌奎，劉德林，等.1CR17Ni2鋼制氣瓶瓶體裂紋原因分析［J］.失效分析與預(yù)防，2013，8(1):35－40.

［5］張棟，鐘培道，陶春虎，等.失效分析［M］.北京:國防工業(yè)出版社，2008:189 －197.

［6］趙智力，楊建國，劉雪松，等.低匹配對(duì)接接頭應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算及回歸分析［J］.焊接學(xué)報(bào)，2008，29(7):109－112.

［7］趙智力，楊建國，劉雪松，等.強(qiáng)度失配對(duì)接接頭殘余應(yīng)力分布的優(yōu)先元預(yù)測(cè)［J］.焊接學(xué)報(bào)，2009，30(8):97 －100.

［8］宋建民，王有祁，王冬生，等.焊接殘余應(yīng)力的測(cè)試及研究［J］.兵器材料科學(xué)與工程，2007，30(2):59－63.

［9］薛剛，鄧晚平，王任甫.焊趾處理工藝對(duì)10Ni5CrMoV鋼低周疲勞性能的影響［J］.焊接學(xué)報(bào)，2010，31(3):105－108.

［10］薛剛，王任甫.焊趾TIG熔修10Ni5CrMoV鋼焊接節(jié)點(diǎn)疲勞性能的影響［J］.焊接學(xué)報(bào)，2008，29(6):77－80.

［11］王祺，王大為，趙文俠，等.3Cr13不銹鋼彈片斷裂分析［J］.失效分析與預(yù)防，2011，6(4):257 －260.

［12］呂曉春，李愛民，王躍旗.余高對(duì)焊接接頭疲勞強(qiáng)度的影響［J］.全國材料檢測(cè)與質(zhì)量控制會(huì)議論文集，2010:1－6.