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考虑形状比的焊趾裂纹扩展行为的数值仿真分析

余茜, 魏国前, 李山山, 陈斯雯

余茜, 魏国前, 李山山, 陈斯雯. 考虑形状比的焊趾裂纹扩展行为的数值仿真分析[J]. 焊接学报, 2019, 40(5): 107-112,125. DOI: 10.12073/j.hjxb.2019400136
引用本文: 余茜, 魏国前, 李山山, 陈斯雯. 考虑形状比的焊趾裂纹扩展行为的数值仿真分析[J]. 焊接学报, 2019, 40(5): 107-112,125. DOI: 10.12073/j.hjxb.2019400136
YU Xi, WEI Guoqian, LI Shanshan, CHEN Siwen. Numerical simulation analysis of crack propagation in weld toe considering aspect ratio[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2019, 40(5): 107-112,125. DOI: 10.12073/j.hjxb.2019400136
Citation: YU Xi, WEI Guoqian, LI Shanshan, CHEN Siwen. Numerical simulation analysis of crack propagation in weld toe considering aspect ratio[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2019, 40(5): 107-112,125. DOI: 10.12073/j.hjxb.2019400136

考虑形状比的焊趾裂纹扩展行为的数值仿真分析

基金项目: 国家自然科学基金资助项目(51575408)

Numerical simulation analysis of crack propagation in weld toe considering aspect ratio

  • 摘要: 针对焊趾处初始裂纹的不同形状比,基于NASGRO裂纹扩展速率模型对裂纹扩展过程进行了数值仿真. 以具有不同形状比的半椭圆表征焊趾表面裂纹,考虑短裂纹扩展阶段,采用M积分计算整个裂纹前沿的应力强度因子,并将裂纹前沿应力强度因子中值点作为裂纹扩展的主要控制参量,模拟并分析了不同形状比条件下裂纹前沿的形状演变和应力强度因子的分布及变化特点. 结果表明,随着裂纹的扩展,短裂纹阶段的不同形状比变化将趋于一致;短裂纹的形状比对早期裂纹扩展有较大影响,并最终导致整体疲劳寿命的显著差异性;综合初始形状比对裂纹前沿应力强度因子、扩展形状以及疲劳寿命的影响,可将其作用效果的强弱拐点作为界定短裂纹与长裂纹的有效参考. 开展了十字焊接接头疲劳验证试验,试验结果与仿真结果具有较好的一致性.
    Abstract: In terms of the different aspect ratio of initial crack in weld toe, the numerical simulation of crack propagation was carried out based on the NASGRO crack growth rate model. Semi-ellipsoid with different aspect ratio was used to characterize the surface crack of weld toe. Considering the short crack propagation stage, M integration was used to calculate the stress intensity factor of the whole crack front and the median value of crack front stress intensity factor was taken as the main control parameter for crack propagation. The shape evolution stress intensity factor distribution and change of crack front were simulated and analyzed under different aspect ratio. The results show that with propagation of the crack, the different shape of the short crack tend to be more consistent; The shapes of the short cracks have a greater influence on the early crack propagation and eventually lead to significant differences in the overall fatigue life; Based on the influence of the initial aspect ratio on the stress intensity factor, the extended shape, the fatigue life of the crack front, and the inflection point of its effect can be used as an effective reference to define the short crack and the long crack. The fatigue test of cross welded joint was carried out. The test results show good agreement with and simulation results.
  • 航空发动机整体叶盘是指把发动机转子的叶片和轮盘通过机械加工或者焊接的方法制造成一体化结构,无需加工榫头、榫槽;不但减重效果明显,而且消除了榫齿根部缝隙中的气体逸流损失,避免了叶片和轮盘装配不当造成的磨损;既是新一代航空发动机实现结构创新与技术提升的核心部件,也是实现高推比、长寿命、低成本的关键结构;已广泛的应用于R.R.公司、普惠公司生产的各型号发动机上. 线性摩擦焊接技术作为一种优质的固相焊接技术,因其焊缝质量高、焊接过程绿色环保,既可以实现空心叶片与轮盘的连接,也可以实现异种材料整体叶盘的制造,还可以对损坏的单个叶片进行修复等优点,已经成为航空发动机整体叶盘制造和修复的关键技术[1-5].

    TC17是一种富β稳定元素的过渡型钛合金,既具有(α + β)型钛合金的特点,也具有β型钛合金的特点,具有强度高、断裂韧性好、锻造温度区间宽等优点,被广泛的应用于制造航空发动机风扇和压气机盘件[6-7]. 文中将对TC17钛合金线性摩擦焊接头进行焊后热处理,通过OM、SEM、室温拉伸、断口分析、显微硬度等检测分析方法对焊态和焊后热处理态接头进行对比分析.

    试验材料选用TC17钛合金,其化学成分如表1所示,试件焊前经过高温固溶840 ℃ + 4 h,AC;固溶800 ℃ + 4 h,WQ;时效630 ℃ + 8 h,AC处理.

    表  1  TC17钛合金化学成分(质量分数,%)
    Table  1.  Chemical composition of TC17 titanium alloy
    AlCrMoSnZrFeOTi
    5.434.263.992.071.950.1170.112余量
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    试验采用哈尔滨焊接研究院有限公司自主研制的HWI-LFW-30 T型线性摩擦焊机,最大焊接力300 kN. TC17钛合金焊接试件尺寸为20 mm × 15 mm × 50 mm,焊接面积为(20 × 15) mm2,选用振幅2 mm,频率35 Hz,焊接压力75 MPa,焊接时间3 s的优化焊接工艺参数进行焊接. 焊后切除飞边,截取2件金相试样和4件拉板,其中1件金相试样和2件拉板进行焊态接头组织分析、硬度测试及常温拉伸性能测试,另1件金相试样和2件拉板经过焊后热处理后,再进行接头组织分析、硬度测试及常温拉伸性能测试. 金相及拉伸试件取样位置如图1所示,焊后热处理制度为630 ℃、保温3 h,空冷. 对金相试样进行研磨、抛光、腐蚀后采用OM、SEM、显微硬度仪进行组织分析、硬度测试,拉板用电子拉伸试验机及进行常温拉伸试验.

    图  1  金相及拉伸试样取样位置
    Figure  1.  Sampling positions of metallography and tensile samples

    图2为经过高温固溶840 ℃ + 4 h,AC;固溶800 ℃ + 4 h,WQ;时效630 ℃ + 8 h,AC处理的TC17钛合金母材组织. 原β相晶粒较粗大,晶粒尺寸在0.5 ~1.5 mm之间. 在原β相晶界可见断续的网状晶界α相. 原β相晶内β相基体上有大量α相. 其中呈块状及形状不规则条状白色相为840 ℃高温固溶处理残留的初生α相;以一定的方向性分布在β基体上,呈典型网篮组织形态的α相是800 ℃固溶处理析出的一次次生α相;在初生和一次次生α相之间呈针状细小弥散分布的α相为630 ℃时效处理时析出的二次次生α相,二次次生α相对合金有很大的强化作用.

    图  2  母材组织
    Figure  2.  Microstructure of base metal

    图3所示为TC17钛合金线性摩擦焊接头低倍显微组织形貌,图3a为焊态接头形貌,图3b为焊后热处理态接头形貌. 根据接头不同区域明暗程度和宏观组织特征,学者们一般把线性摩擦焊接头划分为母材区(BM)、热力影响区(TMAZ)和焊缝区(WZ),但从图3中可以观察到TC17线性摩擦焊接头中存在明显的焊接热影响区(HAZ). 从图2中可以看到,TC17母材晶粒较为粗大,晶粒尺寸在0.5 ~ 1.5 mm之间,α相以针状形态分布在β基体上;热力影响区组织沿受力方向呈明显的流线型分布形态,经过焊后热处理,流线型分布形态趋势减弱;热影响区组织未见形变特征和晶粒长大特征.

    图  3  接头宏观组织特征
    Figure  3.  Macrostructure of joint. (a) welded joint;(b) PWHT joint

    图4为焊缝区组织. 图4a所示为焊态接头焊缝区显微组织,由于线性摩擦焊接过程中,焊接界面温度超过了1 200 ℃[8],焊缝区整体温度超过TC17钛合金β转变温度895 ℃,焊缝区金属在高温及高变形的热力耦合作用下发生了动态再结晶,形成了典型再结晶等轴组织,晶粒尺寸10 μm左右. 但焊后冷却速度较快,β相来不及完全转变,以亚稳定形态保留至室温,仅在能量较高的晶界有少量α相以颗粒形式析出,形成不连续的晶界α相. SEM图片显示晶粒内部存在点状及条状模糊影像应是由于焊接过程很短,α相溶解后,一些合金元素来不及均匀化,耐腐蚀能力不足造成的;经过焊后热处理,焊缝区显微组织如图4b所示,亚稳定β相发生时效分解,形成了层片状或网篮状的次生α相+稳定的β相组织.

    图  4  焊缝区组织
    Figure  4.  Microstructure of WZ. (a) welded joint; (b) PWHT joint

    图5所示为热力影响区组织. 其中图5a为焊态显微组织,从图中可以看出,热力影响区组织为亚稳定的β相,二次次生 α相已全部溶解,从相组成变化看,热力影响区焊接时所处温度区间应该在800 ~ 900 ℃之间,β和α相受流变的作用发生严重变形,但部分β相晶粒发生再结晶,形成很多细小的等轴β相晶粒,已看不出变形形貌,α相变长、变细,细长α相沿金属流动方向分布,清楚显示了变形情况. 近焊缝的热力影响区由于温度高,α相溶解较多,数量较少,但形成的细小再结晶的β晶粒数量较多,近热影响区的热力影响区情况正相反. 经过焊后热处理后,热力影响区组织如图5b所示,亚稳定β相析出细小的次生针状α相弥散分布在β相基体上.

    图  5  热力影响区组织
    Figure  5.  Microstructure of TMAZ. (a) welded joint; (b) PWHT joint

    图6为热影响区组织. 图6a所示为焊态热影响区组织,与母材组织相比,原β相晶粒尺寸、次生及一次次生α相数量和形貌未见变化,但二次次生α相基本溶解于亚稳β相中,极少量二次次生α相长大球化. 经过焊后热处理的热影响区组织如图6b所示,原β相晶粒尺寸、次生及一次次生α相未见明显变化,亚稳β相发生分解,变成β相+次生α相,细小针状次生α相弥散分布于β相基体上.

    图  6  热影响区组织
    Figure  6.  Microstructure of HAZ. (a) welded joint; (b) PWHT joint

    采用显微硬度仪对接头进行显微硬度HV 0.5测试,测试点间距0.2 mm,测试结果见图7. 由图7可知,TC17母材硬度为375 HV左右,焊态及时效态硬度基本没有变化,表明630 ℃保温3 h焊后热处理对母材的性能影响不大. 焊态接头热影响区硬度为320 HV左右,焊缝区硬度为340 HV左右,热力影响区硬度与母材相当,表明热影响区和焊缝区存在两个明显的弱化区. 在线性摩擦焊接过程中,金属内部同时进行着加工硬化和回复、再结晶软化两个相反的过程,以及可以明显影响合金性能的相变过程. 在焊缝区,焊接过程使原来的β相 + 初次生α相 + 网篮的一次次生α相 + 细小针状二次次生α相强化效果好的母材转变为强度比较低的亚稳β相等轴组织,虽然晶粒细化有一定强化作用,但再结晶使加工硬化状态消除[9],所以出现硬度显著下降;而热力影响区组织变形程度较大,初次生α相+网篮的一次次生α相没有发生再结晶,保持高度硬化状态,基本抵消了二次次生α相溶解带来的硬度损失;热影响区组织受焊接热循环作用,细小针状二次次生α相几乎全部溶解,弥散强化消失,造成显微硬度显著降低. 经过焊后热处理,焊缝区、热力影响区和热影响区中的亚稳定β相发生时效分解,析出了弥散程度更高的弥散分布的针状次生α相,使得焊接区硬度大幅度提高.

    图  7  接头显微硬度
    Figure  7.  Microhardness of joint

    对热处理前后TC17钛合金线性摩擦接头进行室温拉伸力学性能试验,试验结果如表2所示,拉伸试件如图8所示. 焊态焊接接头均断于焊缝区,时效态焊接接头断于母材. 焊态焊接接头各项拉伸性能均低于时效态焊接接头.

    表  2  接头拉伸试验结果
    Table  2.  Tensile test results of joints
    序号试件状态抗拉强度Rm/MPa屈服强度R0.2/MPa断后伸长率A(%)
    1焊态1036.51035.60.2
    2焊态1083.71073.51.2
    3焊后热处理1157.51098.26.0
    4焊后热处理1152.61089.65.7
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    图  8  拉伸试件
    Figure  8.  Tensile specimen

    文中试验TC17钛合金母材抗拉强度为1 155 MPa,相比于母材,焊态接头抗拉强度达到母材的91.8%,焊态焊接接头强度低的原因如图7所示,焊接区由于二次次生α相溶解带来的硬度和强度损失. 经过焊后热处理由于针状弥散的次生α相再次析出,接头抗拉强度显著提升,达到与母材相当.

    对TC17焊态接头常温拉伸断口进行SEM分析,焊态断口形貌如图9所示. 断口宏观形貌如图9a所示,断口主要由几个较大的断裂平面构成,断裂处没有颈缩,剪切唇非常窄,从宏观断口判断应属脆性断裂. 为了更好认识断口开裂特性,对具有典型区域A区和B区进行了高倍观察. 如图9b9c所示,A区断裂面非常平整,上面布满了按一定走向的撕裂棱,断裂性质应为准解理,沿一定的晶面开裂,撕裂棱应与β亚稳定相对应,撕裂棱围成的近长方形应与一次次生α相相关;如图9d9e所示,B区断口为韧窝+撕裂棱开裂,韧窝和撕裂棱呈平行走向,具有片层组织开裂特征. 按上述断口特征,可以认为开裂位置处于热影响区和热力影响区. 焊后热处理态拉伸断口如图10所示,通过高倍SEM观察,发现断裂面呈典型韧窝形态,属于韧性断裂.

    图  9  焊态断口形貌
    Figure  9.  Fracture morphology of welded. (a) macro morphology of welded joint;(b) low power microstructure of A zone;(c) high power microstructure of A zone;(d) low power microstructure of B zone;(e) high power microstructure of B zone
    图  10  焊后热处理态断口形貌
    Figure  10.  Fracture morphology of PWHT. (a) macro morphology of PWHT joint;(b) low power microstructure of C zone;(c) high power microstructure of C zone

    (1) TC17线性摩擦焊接头存在明显的热影响区,并由于二次次生针状α相的溶解使该区域发生软化,显微硬度明显低于母材区.

    (2) TC17钛合金焊态接头存在焊缝区和热影响区两个明显的弱化区. 焊缝区金相组织几乎全部为亚稳定β相,导致该区域发生软化,显微硬度显著降低. 经过焊后热处理,亚稳定β相发生时效析出,产生弥散分布的针状次生α相和稳定β相,显著提升焊缝区和热影响区硬度. 热力影响区由于变形程度较高,加工硬化现象显著,显微硬度最高,平均为415 HV.

    (3) TC17焊态接头常温拉伸断裂在焊缝区,平均抗拉强度为1060.1 MPa,属于脆性断裂,在断裂面上存在典型热影响区和热力影响区开裂特征;经过630 ℃焊后热处理,常温拉伸均断在母材区,属于韧性断裂.

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  • 收稿日期:  2017-12-12

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