安裝架接頭失效分析與焊接殘余應(yīng)力研究*

劉 航，龍 江，聶 瑞

(中國民用航空飛行學(xué)院，四川 廣漢 618300)

現(xiàn)役某型飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)安裝架在飛行時(shí)長為7 663 h時(shí)，T型管焊接接頭出現(xiàn)斷裂，近期發(fā)現(xiàn)多個(gè)相同型號的安裝架在1 000～3 000飛行小時(shí)時(shí)在相同的焊接接頭位置出現(xiàn)裂紋。該安裝架是飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)與飛機(jī)機(jī)體連接的關(guān)鍵連接件，現(xiàn)結(jié)合斷口分析對該飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)安裝架斷裂處進(jìn)行焊接應(yīng)力分析并做試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，為制定該安裝架的修理工藝奠定基礎(chǔ)。

焊接是通過高度的熱源與能量的集中使得材料處于熔融狀態(tài)與局部塑形狀態(tài)，冷卻后形成焊縫與接頭，以達(dá)到材料的連接與結(jié)合的目的[1-3]。焊接熱源的不合理輸入或殘余應(yīng)力與變形等力學(xué)方面的因素會影響焊接整體性能[4]。在焊接過程中熱量的瞬時(shí)集中會對材料顯微組織的變化產(chǎn)生較大的影響，熱傳導(dǎo)所形成的溫度場伴隨著的熱影響區(qū)是導(dǎo)致焊接應(yīng)力產(chǎn)生的重要原因[5]。因此，通過對焊接的溫度場與應(yīng)力場的分析，研究其產(chǎn)生與存在的一些規(guī)律采取相對應(yīng)的措施對提高焊接結(jié)構(gòu)的整體性能與焊接接頭的可靠性具有重要的工程實(shí)際意義，也被認(rèn)為是進(jìn)一步提升焊接整體強(qiáng)度不可或缺的研究[6-7]。一直以來，眾多學(xué)者對于焊接現(xiàn)象的研究主要是依靠試驗(yàn)的經(jīng)驗(yàn)去建立焊接數(shù)學(xué)模型，然后通過經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行求解。隨著現(xiàn)代機(jī)械產(chǎn)品結(jié)構(gòu)的復(fù)雜化與材料日新月異的發(fā)展，傳統(tǒng)的試驗(yàn)與經(jīng)驗(yàn)積累很難全面分析多變的焊接溫度場與應(yīng)力場[8-9]。焊接數(shù)值模擬[10-11]的發(fā)展至今已經(jīng)可以采用理論計(jì)算的方式對環(huán)境條件與焊接的各個(gè)工藝參數(shù)進(jìn)行分析，從而比較全面地模擬真實(shí)的焊接過程，為分析焊接溫度場與應(yīng)力場提供了經(jīng)濟(jì)且有效的手段，也為制定正確的焊接工藝提供了理論依據(jù)[12]。本文依靠失效分析可以準(zhǔn)確定位失效原因并針對性地在實(shí)際工程中去解決。焊接殘余應(yīng)力的存在也是焊接結(jié)構(gòu)完整性評估中的一個(gè)主要問題。這些應(yīng)力，特別是焊縫區(qū)域內(nèi)和附近的拉應(yīng)力，最終會導(dǎo)致應(yīng)力腐蝕開裂、疲勞破壞和脆性斷裂[13-14]。

該型飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)安裝架工作環(huán)境復(fù)雜，材料參數(shù)與焊接工藝未知。為了解決此問題，本文首先通過光譜試驗(yàn)確定材料和斷口分析試驗(yàn)確定危險(xiǎn)點(diǎn)與斷裂原因，然后在SYSWELD軟件中對主管與支管連接處在焊接熱作用下的殘余應(yīng)力分布規(guī)律進(jìn)行分析，最后為驗(yàn)證計(jì)算方法的有效性，采用X射線衍射法測量焊接接頭相應(yīng)位置的殘余應(yīng)力。

1 斷口失效分析

1.1 宏觀觀察

飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)安裝架如圖1所示，主管與支管連接的焊縫熔合線邊緣在正常服役時(shí)出現(xiàn)斷裂。從失效安裝架中切下斷口分析試樣(見圖2)，將試樣分為#1管與#2管，對斷口附近進(jìn)行褪漆處理并完整保留斷口。

1.2 成分檢測

根據(jù)GB/T 4336—2016所規(guī)定的“碳素鋼和中低合金結(jié)構(gòu)鋼多元素含量的測定，火花放電原子發(fā)射光譜法”和GB/T 20125—2006中“低合金結(jié)構(gòu)鋼多元素含量測定，電感耦合等離子體原子發(fā)射光譜法”規(guī)定，分別對#1管和#2管采用直讀光譜儀和電感耦合等離子發(fā)射光譜儀進(jìn)行化學(xué)成分分析，結(jié)果見表1，各元素含量均符合ASTM A26/A29M-16中對于4130材料的化學(xué)元素含量要求，證明該材料為ASTM4130。

表1 化學(xué)成分分析結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù)) (%)

1.3 金相分析結(jié)果

截取焊接接頭的金相試樣，使用XF-1電解拋光機(jī)進(jìn)行拋光后用無水乙醇進(jìn)行洗滌。使用萊卡DMI5000M光學(xué)顯微鏡對焊接接頭部位及其斷口附近進(jìn)行顯微組織觀察。焊接接頭各區(qū)域的金相組織如圖3所示。圖3a中，斷口位于#1管側(cè)焊接接頭處，焊接熔合線不明顯，接頭外寬內(nèi)窄呈V形；圖3b中，ASTM4130母材組織主要是鐵素體和珠光體，金相組織均勻且正常；圖3c中，焊縫中存在粗大的上貝氏體組織，焊縫晶粒度為4級，說明焊接過程中存在熱量較大和冷速較快的情況；圖3d中，熱影響區(qū)金相組織粗大，晶粒過渡不明顯。

由于焊接熔合線不明顯且熱影響區(qū)組織粗大，所以對#1管側(cè)焊接熔合線附近進(jìn)行微觀觀察。焊接熔合線附近裂紋形貌如圖4所示。圖4a與圖4b中，焊接熔合線附近存在開裂痕跡，裂紋形貌走勢蜿蜒，可見分支現(xiàn)象，局部沿粗大組織擴(kuò)展，局部裂紋呈斷續(xù)狀；圖4c與圖4d中，斷口邊緣附近存在微小的裂紋且存在開裂趨勢，裂紋并未大范圍擴(kuò)展。在焊接熔合線附近存在不同程度的裂紋都表明ASTM4130焊接性能不甚理想，需要經(jīng)過焊前預(yù)熱與焊后保溫來減少焊接裂紋出現(xiàn)的趨勢。對斷口與斷口附近的金相分析與形貌分析結(jié)果顯示，焊縫中存在上貝氏體組織且熱影響區(qū)域組織粗大，靠近#1管的焊接熔合線附近有開裂形貌，裂紋存在分支現(xiàn)象，局部沿粗大組織擴(kuò)展呈現(xiàn)斷續(xù)狀，經(jīng)分析可知該裂紋為焊接裂紋。

1.4 掃描電鏡及能譜分析

通過蔡司EVO10掃描電子顯微鏡對軸向圓管斷口處進(jìn)行觀察，斷口的基本形貌如圖5所示，可見斷面粗糙，斷面存在不同程度的污染與磨損痕跡，斷面邊沿局部區(qū)域可見多源裂紋匯合形成的輪輻狀臺階，其中斷面圖所示的A區(qū)邊緣較為明顯，說明裂紋起源于斷面外側(cè)邊緣部位，斷面C區(qū)附近為終斷區(qū)，可見整個(gè)終斷區(qū)約占整個(gè)斷面的10%，表明該構(gòu)件斷裂時(shí)承受的應(yīng)力較小。B區(qū)與D區(qū)在不同程度上都具備A區(qū)與C區(qū)的特征，因此選擇裂紋擴(kuò)展區(qū)域圖示的A、B、C、D這4個(gè)危險(xiǎn)區(qū)域進(jìn)行微觀形貌分析。

斷面微觀形貌如圖6所示。圖6a～圖6d分別為A、B、C、D區(qū)域的局部微觀形貌，不同區(qū)域都可見典型的疲勞條帶特征，該條帶為周期性應(yīng)力作用下裂紋擴(kuò)展痕跡。結(jié)合A、B、C、D這4個(gè)危險(xiǎn)區(qū)域的疲勞條帶與焊接裂紋，該T型管焊接接頭處焊接殘余應(yīng)力較大，導(dǎo)致焊接微裂紋的產(chǎn)生，在構(gòu)件服役過程中周期性應(yīng)力的作用下裂紋進(jìn)一步擴(kuò)展，直至構(gòu)件疲勞失效。

使用牛津能譜儀對斷面做能譜分析，由于斷面存在污染和磨損，局部斷面微觀形貌有不同程度的磨損與污染，未見特殊的腐蝕與污染形貌，所以在A區(qū)斷面任意取2處進(jìn)行能譜分析，分析結(jié)果如圖7所示，斷面主要為基體元素及污染物，未見腐蝕產(chǎn)物與腐蝕性元素。由于構(gòu)件在服役期間未產(chǎn)生腐蝕產(chǎn)物，所以斷裂原因排除腐蝕。

2 殘余應(yīng)力試驗(yàn)與數(shù)值模擬

2.1 試件的制備

本文參照《運(yùn)五型飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)架焊修工藝》《TB飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)架修理工藝》制定焊接工藝。試驗(yàn)采用的管材料為ASTM4130，鎢極氬弧焊(TIG)的焊接材料為CHE422，電弧焊(MAG)焊接材料為H18CrMoA，這3種材料的主要化學(xué)成分見表2。鎢極氬弧焊(TIG)的焊接電流為80～100 A，電壓為8～10 V，氬氣流量為4～5 L/min，鎢極直徑為3 mm。電弧焊(MAG)的焊接電流為80～120 A，電壓為20～40 V。根據(jù)斷口分析的結(jié)果，需要焊接前對試件進(jìn)行預(yù)熱200 ℃，焊接后保溫280 ℃并隨爐冷卻48 h。焊接后，鎢極氬弧焊(TIG)的焊接試件如圖8a所示，電弧焊(MAG)的焊接試件如圖8b所示。

表2 材料化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)) (%)

2.2 有限元模型

本節(jié)以SYSWELD軟件為平臺，建立T型管焊接接頭的有限元仿真模型來模擬鎢極氬弧焊(TIG)與電弧焊(MAG)在重熔下的溫度場與焊接殘余應(yīng)力。在計(jì)算過程中，采用雙橢球熱源模型來模擬移動(dòng)熱源的熱輸入，分別對鎢極氬弧焊(TIG)與電弧焊(MAG)這2種工藝下的T型管接頭進(jìn)行焊接應(yīng)力分析。

焊接的能量密度高，加熱區(qū)域比較有限，在焊縫以及周邊的熱影響區(qū)進(jìn)行網(wǎng)格的細(xì)化處理，在遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域與空氣的熱交換網(wǎng)格則選擇較大的尺寸(見圖9)，保證仿真模型準(zhǔn)確性的前提下也減少不必要的計(jì)算量。焊件的裝夾為三點(diǎn)裝夾，限制焊件在X、Y、Z各個(gè)方向上的自由度。整體模型如圖10示，與實(shí)際試件一致，分為2個(gè)空心管組成，細(xì)管的長度是260 mm，外徑是13 mm，內(nèi)徑是1 mm，壁厚是1.5 mm；粗管的外徑是29 mm，內(nèi)徑是25 mm，壁厚是2 mm，相對位置垂直，細(xì)管焊縫處距離粗管頂端5 mm。

2.3 熱源模型

在焊接過程中，由于加熱的溫度比較高，高溫停留的時(shí)間也相對較短，冷卻速度非常快，所以溫度場是跟隨熱源不斷移動(dòng)而時(shí)刻變化的。SYSWELD軟件中的熱分析是基于能量守恒原理的熱平衡方程而開展分析的，對溫度場的分析是屬于一種典型的非線性瞬態(tài)熱傳導(dǎo)問題，熱傳導(dǎo)表達(dá)式如下：

(1)

式中，ρ為材料的密度；c為材料的比熱容；λ為熱導(dǎo)率；T為溫度場的分布函數(shù)；t為時(shí)間；Kx、Ky、Kz分別為x、y、z方向上的傳熱系數(shù)；Q為內(nèi)熱源強(qiáng)度。焊接時(shí)的對流邊界條件如下：

qTη=-hf(TB-TA)

(2)

式中，q為熱通量；η為單位外法向標(biāo)準(zhǔn)矢量；hf為表面散熱系數(shù)；TB為熱流附近的溫度；TA為模型表面溫度。

在有限元計(jì)算中，傳熱方程一般采用矩陣形式表示如下：

(3)

為了使熱源盡量接近實(shí)際的焊接熱源，本文中的鎢極氬弧焊(TIG)與電弧焊(MAG)都選用雙橢球熱源模型作為溫度場數(shù)值模擬計(jì)算的熱源模型。雙橢球熱源的數(shù)學(xué)表達(dá)式如下：

(4)

式中，q為熱通量，單位為J/(m2·s)；x，y，z為相對于熱源中心的坐標(biāo)；Q1，2表示Q1或Q2，Q1、Q2分別為熱源前半球和后半球的能量密度，單位為J/m3；a1,2表示a1或a2，a1、a2、b、c為與熔池形狀相關(guān)的參數(shù)。鎢極氬弧焊(TIG)熱源參數(shù)見表3，電弧焊(MAG)熱源參數(shù)見表4。

表3 TIG焊熱源參數(shù)

表4 MAG焊熱源參數(shù)

2.4 溫度場與應(yīng)力場計(jì)算結(jié)果

圖11所示為鎢極氬弧焊(TIG)的溫度場云圖，圖12所示為電弧焊(MAG)的溫度場云圖。在模擬過程中最高溫度出現(xiàn)在熱源中點(diǎn)，鎢極氬弧焊(TIG)最高溫度與電弧焊(MAG)的最高溫度均超過材料熔點(diǎn)，符合焊接規(guī)律。

圖13所示為鎢極氬弧焊(TIG)的應(yīng)力場云圖，圖14所示為電弧焊(MAG)的應(yīng)力場云圖。鎢極氬弧焊(TIG)的最大殘余應(yīng)力為562 MPa，電弧焊(MAG)的最大殘余應(yīng)力為575 MPa，均出現(xiàn)在主管與支管的焊接熱影響區(qū)域中，數(shù)值模擬結(jié)果表明，在T型管焊接接頭中熱影響區(qū)和焊接熔合線處存在著大量焊接殘余應(yīng)力，和斷裂的位置高度重合，符合斷口分析結(jié)論中對于危險(xiǎn)點(diǎn)位的判定。

2.5 殘余應(yīng)力試驗(yàn)結(jié)果與仿真對比

根據(jù)GB/T 7704—2017，測試點(diǎn)位示意圖如圖15所示，斷口分析中所提及的A、B、C、D這4個(gè)危險(xiǎn)點(diǎn)位采用XL-640型X射線應(yīng)力測定儀，分別對氬弧焊與電弧焊的焊接接頭相應(yīng)位置進(jìn)行測試。測量方法采用側(cè)傾固定Ψ法，定峰方法采用交相關(guān)法，X光管電壓為25 kV，電流為6 mA。由于T型管這種特殊的焊縫結(jié)構(gòu)，要將各個(gè)點(diǎn)位對準(zhǔn)射線測試點(diǎn)有一定的誤差，為了保證測試的準(zhǔn)確性，在各個(gè)點(diǎn)位的橫向與縱向各測試3次。圖16和圖17所示分別為氬弧焊的縱向與橫向殘余應(yīng)力的試驗(yàn)與仿真結(jié)果。圖18和圖19所示分別為電弧焊的縱向與橫向殘余應(yīng)力的試驗(yàn)與仿真結(jié)果。數(shù)值模擬中的焊接殘余應(yīng)力值和X射線法測量結(jié)果吻合，說明使用計(jì)算機(jī)進(jìn)行數(shù)值模擬的方法可以有效并可靠地預(yù)測殘余應(yīng)力的值。

試驗(yàn)表明，電弧焊的最大縱向應(yīng)力為340 MPa，出現(xiàn)在B點(diǎn)位，最大橫向應(yīng)力為204.5 MPa，出現(xiàn)在C點(diǎn)位。氬弧焊的最大縱向應(yīng)力為-182 MPa，出現(xiàn)在D點(diǎn)位，值得一提的是，4個(gè)點(diǎn)位的縱向應(yīng)力都是壓應(yīng)力，有助于防止冷裂紋的產(chǎn)生，而最大橫向應(yīng)力為57.8 MPa，出現(xiàn)在B點(diǎn)位。氬弧焊的工藝明顯優(yōu)于電弧焊。

3 結(jié)語

通過上述研究可以得出如下結(jié)論。

1)該型飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)安裝架失效是由于存在焊接裂紋并在服役中受到交變載荷最終導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展的疲勞斷裂。

2)ASTM4130焊接性能不甚理想，在T型管結(jié)構(gòu)的焊接接頭附近殘余應(yīng)力集中，易出現(xiàn)焊接裂紋。

3)使用計(jì)算機(jī)進(jìn)行數(shù)值模擬的方法可以有效并可靠地預(yù)測殘余應(yīng)力的值。

4)本文所運(yùn)用的氬弧焊的工藝明顯優(yōu)于電弧焊。