李小飛，張學軍，郭紹慶，熊華平，李曉紅，張文揚，董澤平

(1.北京航空材料研究院 焊接及鍛壓工藝研究室，北京 100095;2.中國人民解放軍第5701工廠，成都 610043）

0 引言

在某型發(fā)動機大修過程中，熒光檢查發(fā)現(xiàn)架圈圈體與耳片之間存在裂紋。該型發(fā)動機架圈由壁厚1.8 mm的圓環(huán)管子與厚度3.0 mm的耳片通過電弧焊方法連接在一起。發(fā)動機通過耳片與機身連接固定，因此，耳片與管子之間的連接非常重要，該連接部位發(fā)生開裂會嚴重影響飛機的飛行安全。架圈使用壽命隨發(fā)動機定壽為2 400 h，對大修的該型發(fā)動機架圈進行數(shù)據(jù)統(tǒng)計，發(fā)現(xiàn)有裂紋架圈平均使用了2～3個周期(每個周期為600 h)，占大修架圈總數(shù)的30% ～40%。由于開裂架圈的數(shù)目較多，且使用周期較短，而單個架圈的購買費用上萬元，有必要查明開裂的原因，提出修復(fù)方案，降低零件維修成本。針對此情況，本研究對架圈耳片裂紋的分布、形貌及裂紋斷口的宏微觀特征進行觀察，對焊接接頭的硬度和金相組織進行檢測，同時結(jié)合架圈使用過程中的受力情況，探討裂紋的性質(zhì)并分析其形成原因。

1 試驗方法

采用飽和苦味酸酒精溶液腐蝕制備金相分析試樣，在МИМ－7臥式顯微鏡上觀察裂紋分布、形貌;在Quanta 600掃描電鏡上觀察裂紋斷口形貌及焊接接頭的金相組織;采用Z323低負荷硬度機測試焊接接頭和母材的顯微硬度。

2 試驗結(jié)果

2.1 裂紋分布與形貌觀察

發(fā)動機架圈外觀如圖1a所示，在圓環(huán)管子上用手工電弧焊單面焊雙面成型焊接有8個耳片。根據(jù)架圈在實際工作過程中與其他部件的連接關(guān)系，按照發(fā)動機的旋轉(zhuǎn)方向(順時針轉(zhuǎn)動)，對發(fā)動機耳片依次編號為1#、2#、3#……、8#，對開裂耳片分布位置的統(tǒng)計結(jié)果顯示，開裂集中在1#、2#耳片。裂紋主要從焊縫收弧處開裂，并沿焊縫邊緣向前擴展見圖1b。

采用線切割方法切取試樣，垂直于裂紋開裂面制備金相試樣，采用МИМ－7臥式顯微鏡觀察裂紋，其形貌如圖2所示。由圖2a可以看出，裂紋主要起源于收弧處焊縫邊緣的熔合區(qū)，沿熔合線擴展，裂紋平直;裂紋擴展過程中也會從熔合區(qū)邊緣重新啟裂，擴展的裂紋向母材基體中發(fā)展。進一步對裂紋擴展區(qū)域放大觀察，可以看出裂紋為穿晶方式擴展，主裂紋附近沒有二次微裂紋(圖2b)。

圖1 架圈失效件Fig.1 Failed bobbin

圖2 架圈裂紋的顯微形貌Fig.2 Morphologies of the cracks of the bobbin

2.2 裂紋斷口觀察

采用Quanta 600掃描電鏡對裂紋斷口特征進行分析，不同裂紋斷口具有相同的特征。裂紋斷口的低倍形貌如圖3所示，由顏色深淺不同的2個區(qū)域組成。其中，表面光滑的深色區(qū)域為裂紋區(qū)，顏色較淺區(qū)域為人工打開區(qū)。裂紋斷口上可見明顯且細密的貝紋線、放射棱線和大的疲勞臺階等典型疲勞斷裂特征(圖3a)。貝紋線一般從疲勞源開始，呈弧線狀向四周推進，約垂直裂紋擴展方向，其外觀像被波濤沖刷過的沙灘。這些條紋表明裂紋前沿線在間歇擴展過程中的逐次位置。貝紋線的出現(xiàn)往往是高周疲勞情況下由于間歇性的停車及開車，或載荷大小發(fā)生變化時，裂紋擴展過程不連續(xù)變化所留下印記。裂紋擴展區(qū)特征可以初步說明開裂模式為高周疲勞［1-2］。裂紋源區(qū)放大后形貌如圖3b所示，可以發(fā)現(xiàn)從試樣表層向深度方向輻射的放射狀棱線，說明為多源開裂;主源裂紋萌生于試樣表層的高溫氧化膜處，高溫氧化膜與焊接過程產(chǎn)生的焊接缺陷如咬邊、凹陷等有關(guān)。圖3c是自然斷裂區(qū)與人為打斷區(qū)的過渡部分放大，自然斷裂區(qū)(圖3c左上部分)有明顯的放射棱線、疲勞弧線和細小的疲勞臺階面，而人為打斷區(qū)(圖3c右下部分)表現(xiàn)為典型的韌窩形貌，與自然斷裂區(qū)有非常明顯的區(qū)別。在圖3d中的疲勞臺階上還可以看到穿晶發(fā)展的二次裂紋，從試樣表層啟裂并向深度方向發(fā)展。在圖3d中的局部區(qū)域還可見細小的焊縫氣孔。由于尺寸細小，對架圈零件制造過程中通過X射線無損探傷難以檢測到。

圖3 裂紋斷口形貌Fig.3 Morphologies of the fracture surface

2.3 化學成分分析

用機械加工方法從架圈管子和耳片上獲取試末，通過化學成分分析鑒別架圈零件材料的成分(表1)。由于焊縫區(qū)域太小，無法加工分析試末，未對其進行分析確認。從表1可以看出，架圈管子和耳片的主要元素含量同30CrMnSiA低合金高強鋼的成分相當［3］。30CrMnSiA是飛機制造中使用最廣泛的一種合金結(jié)構(gòu)鋼，多用于制造起落架、飛機機架、框架、聯(lián)接支點等重要焊接件。結(jié)合架圈在發(fā)動機和機身之間發(fā)揮連接固定作用，根據(jù)表1分析結(jié)果，可以判斷架圈零件選用的原材料為低合金高強鋼30CrMnSiA。

2.4 架圈零件的硬度檢測

在裂紋斷口附近截取試樣，在Z323低負荷硬度機上進行顯微硬度測試，并根據(jù)GB/T 1172—1999進行硬度的換算。該型發(fā)動機架圈焊接部位和母材顯微維氏硬度(HV3.0)及對應(yīng)的洛氏硬度(HRC)數(shù)值見表2。由表2可以看出，焊縫、管子和耳片的硬度值基本一致，洛氏硬度約為29.5HRC，說明焊后對焊縫和母材進行了相同的熱處理。架圈零件用材料30CrMnSiA可以進行多種熱處理工藝，不同的處理工藝會得到不同性能水平的材料。對30CrMnSiA進行淬火+(540～560℃)的高溫回火處理，其對應(yīng)的洛氏硬度為26.5～35 HRC，表2的硬度測試結(jié)果正好處于這一范圍，因此判斷焊后架圈零件進行了調(diào)質(zhì)熱處理(淬火 + 回火)［4-5］。

表1 架圈零件不同部位成分分析結(jié)果(質(zhì)量分數(shù) /%)Table 1 Chemical composition in different zones of bobbin(mass fraction/%)

2.5 焊接接頭金相組織分析

采用Quanta 600掃描電鏡(SEM)分析架圈零件焊接接頭的金相組織，結(jié)果如圖4所示。由圖4a、圖4b可見，經(jīng)過焊接和焊后熱處理，焊縫與母材微觀組織區(qū)別不明顯，均為回火索氏體組織;焊接熱影響區(qū)(HAZ)也為回火索氏體組織(圖4c)，其晶粒度級別與焊縫基本一致。組織分析中也發(fā)現(xiàn)，焊接接頭表層組織與心部組織不同，尤其是焊接熱影響區(qū)及母材的表層組織與心部組織差異明顯。距試樣表面約200 μm深度范圍內(nèi)主要為珠光體組織，而試樣心部組織仍為回火索氏體如圖4c、圖4d所示，這可能與焊后熱處理過程中發(fā)生了氧化脫碳有關(guān)。

表2 架圈焊接部位與母材顯微硬度Table 2 Microhardness in different zones of bobbin

圖4 焊接接頭金相組織Fig.4 Microstructure of the welded joint

3 裂紋產(chǎn)生原因及預(yù)防措施分析

3.1 架圈零件產(chǎn)生裂紋的應(yīng)力分析

由架圈零件不同部位化學成分分析結(jié)果，以及裂紋斷口上未發(fā)現(xiàn)材質(zhì)缺陷，可以證明架圈零件裂紋故障與材料的冶金質(zhì)量無直接關(guān)系。

架圈零件耳片焊縫熔合區(qū)產(chǎn)生裂紋，應(yīng)與該區(qū)域裂紋抗力降低有關(guān)。30CrMnSiA鋼為中碳調(diào)質(zhì)鋼，C 含量較高(ω(C)為0.28% ～0.35%)，并含有較多的合金元素如 Mn、Si、Cr、Ni等，以保證它的淬透性與防止回火脆性。該合金在調(diào)質(zhì)狀態(tài)下具有良好的綜合性能，屈服強度σs≥835 MPa。但由于其C含量較高，合金元素含量多，存在焊接熱影響區(qū)脆化和軟化及焊接裂紋等各種問題［6-8］。對該材料進行手工電弧焊接時，也很容易因不良的操作技術(shù)產(chǎn)生各種焊接缺陷。圖3b中的氧化膜就是由于焊接時，沿著焊趾的母材被電弧燒熔而形成的凹陷或溝槽(咬邊)發(fā)生氧化造成的。焊趾部位咬邊的存在不僅直接破壞了材料的連續(xù)性，而且往往在這些缺陷的尖銳的前沿，造成很大的應(yīng)力集中，使其在很低的平均應(yīng)力下引起疲勞裂紋的產(chǎn)生并得以擴展。

裂紋產(chǎn)生的另一個原因與試樣表層發(fā)生的氧化脫碳有關(guān)。對架圈焊接接頭顯微硬度的測試結(jié)果表明，焊后對焊縫和母材進行了相同的調(diào)質(zhì)熱處理(淬火+回火)。經(jīng)過焊后的調(diào)質(zhì)處理，焊縫與母材(耳片和管子)的硬度值一致(表2)，焊接接頭各部分的性能較接近。對接頭不同區(qū)域的金相組織分析也表明，調(diào)質(zhì)處理后各區(qū)域主要為回火索氏體組織，這與實測硬度值為29.5 HRC是一致的。但焊接接頭金相組織分析同時也發(fā)現(xiàn)，經(jīng)過調(diào)質(zhì)處理后，焊接接頭的心部組織與表層組織有明顯差異，在熱影響區(qū)和母材的表層存在明顯的氧化脫碳層。焊后熱處理引起的氧化和脫碳都會導(dǎo)致表面形成拉應(yīng)力，顯著降低材料的抗拉強度和疲勞極限［1-2］。

3.2 架圈零件焊接接頭的受力分析

焊接時的拘束情況決定了焊接接頭所處的應(yīng)力狀態(tài)，從而影響產(chǎn)生疲勞裂紋的敏感性。架圈由耳片和管子采用角焊縫的接頭形式，焊接時焊縫處于剛性固定狀態(tài)，冷卻凝固過程中不能自由變形，造成接頭尤其是熔合區(qū)存在較大的殘余應(yīng)力。此外，在焊接熱影響區(qū)的局部區(qū)域，焊縫過渡不圓滑，進一步加大了這些微區(qū)域的應(yīng)力集中程度。

按照架圈在實際工作過程中與其他部件的連接關(guān)系(圖5)，對各個耳片焊接接頭的受力狀況進行分析。由于8個耳片的分布不均勻，上方耳片數(shù)量少，對應(yīng)的焊接接頭必然承受較大的外加應(yīng)力。飛機起飛、巡航和降落過程中，發(fā)動機的振動和飛機飛行姿態(tài)改變引起發(fā)動機發(fā)生微量位移時，主要靠與機身相連的架圈上的耳片固定發(fā)動機，因此耳片接頭承受交變的拉、壓外加作用力。在拉-壓應(yīng)力的頻繁變化過程中，與其他耳片接頭受力相比，1#、2#耳片接頭受力較大，必然成為產(chǎn)生疲勞裂紋的主要位置。

圖5 架圈安裝示意圖Fig.5 Schematic diagram of mounting of bobbin

3.3 預(yù)防架圈零件裂紋產(chǎn)生的措施分析

由于架圈在工作過程中是與其他部件的連接固定的，要對架圈零件進行設(shè)計更改，而改變各耳片的分布位置和改善耳片焊接接頭受力狀況，這在工程實際中是不可行的。要預(yù)防架圈零件服役過程中裂紋產(chǎn)生，只能從提高裂紋產(chǎn)生的應(yīng)力方面采取措施。結(jié)合裂紋產(chǎn)生的原因，可從改善焊接接頭焊趾應(yīng)力狀態(tài)，以及在焊接后續(xù)的熱處理過程中避免零件表面發(fā)生氧化脫碳方面采取措施。

在有效改善焊接接頭焊趾處應(yīng)力狀態(tài)，提高架圈零件疲勞壽命方面可采用以下技術(shù):1)超聲沖擊法:王東坡等［9-11］提出采用超聲沖擊設(shè)備，對接頭焊趾進行處理，可大幅度延長其疲勞壽命、提高其疲勞強度。2)TIG電弧熔修:Miki C等［12］用TIG方法在焊接接頭的過渡區(qū)部位重熔一次，使焊縫與母材之間形成平滑過渡，既減少了應(yīng)力集中，也減少了該部位的微小非金屬夾渣物，提高了接頭部位的疲勞強度。3)錘擊法:Huo Lixing等［13］研究發(fā)現(xiàn)錘擊或噴丸處理在焊趾表面產(chǎn)生塑性變形，可減少缺口尖銳度，減少了應(yīng)力集中，也可大幅度提高接頭疲勞強度。

李壯等［14］對30CrMnSiA鋼進行了空氣爐、鹽浴爐和真空爐3種方式的熱處理，證實經(jīng)過空氣爐與鹽浴爐處理的材料發(fā)生了氧化脫碳;經(jīng)過3種方式的熱處理，材料常規(guī)力學性能差異不大，但真空熱處理顯著提高了該材料的疲勞強度。因此在架圈零件制造和裂紋補焊修復(fù)時，焊后可采用真空或保護氣氛熱處理工藝來避免零件表層發(fā)生氧化脫碳，提高其疲勞裂紋抗力。

4 結(jié)論

1)發(fā)動機架圈裂紋為高周疲勞裂紋;

2)焊接缺陷、零件表層氧化脫碳及載荷分布不均勻，造成疲勞裂紋集中分布在應(yīng)力較大的架圈耳片焊接接頭熔合區(qū)，這是疲勞裂紋產(chǎn)生的原因。

［1］胡世炎.機械失效分析手冊［M］.四川:四川科學技術(shù)出版社，1998:507 －508.

［2］張棟，鐘培道，陶春虎.機械失效的實用分析［M］.北京:國防工業(yè)出版社，1997:143－144.

［3］中國航空材料手冊編委會.中國航空材料手冊:第1卷 結(jié)構(gòu)鋼 不銹鋼［M］.2版.北京:中國標準出版社，2002:156.

［4］梁益龍.高溫淬火和回火對30CrMnSiA鋼組織和性能影響［J］.貴州工學院學報，1989，18(1):48 －57.

［5］王繼堯，晁月盛.30CrMnSiA鋼的回火組織轉(zhuǎn)變［J］.材料科學與工藝，1994，2(4):33 －38.

［6］中國機械工程學會焊接分會.焊接手冊－材料的焊接［M］.北京:機械工業(yè)出版社，2001:284－289.

［7］張文揚，李艷，孫計生，等.30CrMnSiA鋼管材氣體保護焊焊接工藝與性能研究［C］.第八屆北京焊接學術(shù)會議論文集，2004:91－99.

［8］宋東明.30CrMnSiA鋼的焊接［J］.航天工藝，1992(2):23－25.

［9］王東坡，霍立興.咬邊缺陷對超聲沖擊處理焊接接頭疲勞性能的影響［J］.航空學報，2001，24(2):183－187.

［10］Huo L X，Wang D P.Investigation on improving fatigue properties of welded joints by ultrasonic peening method［J］.Key Engineering Materials，2000，182 －187:1315 －1320.

［11］王東坡，霍立興，王文先，等.提高焊接接頭疲勞強度的超聲波沖擊方法［J］.焊接學報，1999，20(3):158－163.

［12］Miki C，Amami K，Tani H.Fatigue strength improvement methods by treating the weld toe［J］.Welding Journal，1999，13(10):795－803.

［13］Huo L X，Wang D P.Investigation on Improving Fatigue Properties of welded Joints by peening method［J］.Welding in the World，2001，45(3/4):12 －16.

［14］李壯，王洪順，石繼紅.30CrMnSiA鋼的真空熱處理［J］.沈陽航空工業(yè)學院學報，2001，18(1):22－24.