秦占領(lǐng) 張黎旭 熊 然 李海榮

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固體發(fā)動機D406A鋼殼體支座角焊縫裂紋分析

秦占領(lǐng) 張黎旭 熊 然 李海榮

（西安航天動力機械廠，西安710025）

通過試驗分析及焊接過程仿真相結(jié)合的方式，系統(tǒng)分析了固體發(fā)動機D406A鋼金屬殼體支座焊接裂紋產(chǎn)生的原因。結(jié)果表明：D406A鋼固體發(fā)動機金屬殼體支座角焊縫熔合區(qū)組織主要是針狀馬氏體，相比其它區(qū)域，顯微硬度最高，沖擊韌性最低，淬硬性最大，是整個接頭最薄弱的區(qū)域。由于該處同時為接頭應(yīng)力最集中的區(qū)域，增大了熔合區(qū)處開裂的敏感性，從而導(dǎo)致支座角焊縫沿熔合線開裂。

固體發(fā)動機；D406A鋼；支座；角焊縫；裂紋

1 引言

D406A鋼金屬殼體是某固體火箭發(fā)動機的主要承力部件，其殼體筒段外表面焊接了大量的支座用于電纜罩的連接和受力承載，支座與殼體全部采用鎢極氬弧焊的角焊縫形式，數(shù)量多而密集，支座材料為20鋼，焊接材料選擇ER50-6焊絲。由于殼體用D406A超高強度鋼中合金元素眾多，碳當(dāng)量較高，淬硬傾向較大，較易出現(xiàn)裂紋缺陷，可焊性較差[1～3]。該D406A金屬殼體角焊縫易產(chǎn)生冷裂紋，支座角焊縫一旦出現(xiàn)裂紋會影響發(fā)動機的正常使用，嚴重時直接導(dǎo)致燃燒室殼體報廢，造成巨大經(jīng)濟損失。因此，研究固體發(fā)動機D406A鋼金屬殼體支座角焊縫焊接裂紋的產(chǎn)生原因，對于穩(wěn)定固體發(fā)動機質(zhì)量可靠性具有重要的意義。

本文主要采用試驗分析及焊接過程仿真相結(jié)合的方式，系統(tǒng)分析固體發(fā)動機D406A鋼金屬殼體支座焊接裂紋產(chǎn)生的原因，為該發(fā)動機金屬殼體的質(zhì)量控制措施的制定提供參考依據(jù)。

2 支座角焊縫裂紋性質(zhì)

因D406A超高強度鋼屬于中碳調(diào)質(zhì)鋼，其碳含量及合金含量較高，按照碳當(dāng)量的計算公式計算得出D406A超高強度鋼的碳當(dāng)量約為0.82%，材料焊接時極易產(chǎn)生硬脆的高碳馬氏體，淬硬傾向及冷裂傾向十分嚴重。

圖1所示為D406A鋼金屬殼體支座焊縫結(jié)構(gòu)及裂紋示意圖，圖1b為圖1a裂紋處的放大圖。由圖可見，裂紋位于角焊縫的焊趾部位，沿熔合線擴展，形貌與冷裂紋中焊趾裂紋形貌吻合，且該裂紋焊接過程中不立即出現(xiàn)，而是放置一段時間后經(jīng)磁粉探傷發(fā)現(xiàn)，具有焊接冷裂紋的延時特征，由此判斷，該金屬殼體支座焊接裂紋屬于焊縫裂紋類別中的延遲冷裂紋[4]。

a 支座焊縫

b 焊接裂紋

圖1 支座焊縫結(jié)構(gòu)及裂紋示意圖

3 接頭顯微組織及性能分析

3.1 接頭顯微組織分析

圖2a為焊態(tài)下D406A鋼一側(cè)焊接接頭橫斷面宏觀形貌，圖2b為該部位放大圖，焊縫焊態(tài)下D406A鋼一側(cè)接頭主要分為焊縫、熔合區(qū)、完全淬火區(qū)、不完全淬火區(qū)和母材5個區(qū)域，熔合區(qū)、完全淬火區(qū)、不完全淬火區(qū)統(tǒng)稱為熱影響區(qū)。

a 焊接接頭宏觀特征

b 接頭區(qū)域示意圖

圖2 焊接接頭橫斷面形貌

圖3a～圖3d為焊后母材側(cè)收弧處各區(qū)域組織圖，D406A鋼母材為粒狀珠光體組織；焊縫區(qū)為位向清晰地板條馬氏體組織；熔合區(qū)為粗大的針狀馬氏體組織，界線曲折；完全淬火區(qū)是板條馬氏體和鐵素體組織，晶粒較細小。D406A熱影響區(qū)的熔合區(qū)在焊接過程中，當(dāng)溫度超過D406A的固態(tài)相變溫度時，母材的粒狀珠光體轉(zhuǎn)變?yōu)轶w心立方的δ相，在較快的冷卻速度下最終轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體組織。由于冷卻速率較大，且材料本身碳含量較高，因此該區(qū)域中馬氏體的含量較高，淬硬性較大，故熔合區(qū)是裂紋產(chǎn)生的主要地帶。

圖3 焊接接頭各區(qū)域顯微組織

3.2 接頭顯微硬度及沖擊韌性分析

圖4為焊態(tài)下角接頭顯微硬度分布情況，由圖看出，D406A鋼一側(cè)焊縫在焊態(tài)下，硬度分布為：HAZ（熱影響區(qū)）>WM（焊縫）>BM（母材），熱影響區(qū)靠近焊縫處出現(xiàn)硬度最大值，最高硬度為622HV，接頭顯微硬度的分布與接頭顯微組織分布有密切聯(lián)系，由于熱影響區(qū)靠近焊縫的熔合區(qū)內(nèi)高碳針狀馬氏體的存在，顯微硬度相比其它區(qū)域大，而熱影響區(qū)的最高硬度也反應(yīng)出該區(qū)域的淬硬傾向在接頭所有區(qū)域中是最大的，因此，該區(qū)域的焊縫冷裂紋敏感性相應(yīng)最大。

圖4 焊接接頭顯微硬度分布

表1為ER50-6焊絲焊接D406A對接接頭在焊態(tài)時的沖擊功，由表中看出，相比母材細小的粒狀珠光體，熔合區(qū)針狀馬氏體組織的位錯不易運動，容易造成應(yīng)力集中，韌性遠低于母材的韌性，而焊縫區(qū)板條馬氏體組織的韌性要略高于針狀馬氏體組織，韌性介于熔合區(qū)和母材區(qū)之間，說明該金屬殼體支座角焊縫熔合區(qū)較易產(chǎn)生裂紋。

表1 D406A對接接頭的沖擊功

編號區(qū)域平均沖擊功/J·cm-2 1基材77 2焊縫57 3熔合區(qū)40

3.3 ER50-6焊絲裂紋敏感性分析

a 宏觀裂紋（斷面I） b 微觀裂紋（斷面Ⅲ）

根據(jù)焊國家標準GB/T4675.1—84《斜Y型坡口焊接裂紋試驗方法》，測試ER50-6焊絲裂紋敏感性，斜Y坡口試板焊接完48h后，采用滲透檢測的方法檢測表面裂紋，未發(fā)現(xiàn)表面裂紋。垂直于試板試驗焊縫均分切取5個斷面，研磨后采用5%硝酸酒精溶液腐蝕斷面，用20～30倍的顯微鏡檢測裂紋，發(fā)現(xiàn)ER50-6焊絲所焊的焊縫處斷面I和斷面Ⅲ兩個斷面上均產(chǎn)生裂紋（圖5），斷面I為長約2.0mm的宏觀裂紋，斷面為長度小于100μm的微觀裂紋。結(jié)果表明，ER50-6焊絲冷裂紋敏感性較強，易產(chǎn)生裂紋。

4 殼體支座焊接應(yīng)力數(shù)值模擬分析

該固體發(fā)動機金屬殼體上支座焊接應(yīng)力的分析采用數(shù)值模擬的方法，圖6為建立的有限元模型，由于固體發(fā)動機金屬殼體尺寸較大，為提高模擬分析過程中的計算效率，研究采用了不均勻網(wǎng)格劃分的形式，在焊縫處進行網(wǎng)格細化處理，熱分析時采用SOLID70單元，結(jié)構(gòu)分析時將該單元轉(zhuǎn)換成相應(yīng)的結(jié)構(gòu)單元SOLID185進行計算。

a 整體有限元模型 b 支座局部放大圖

圖7為計算得到的焊縫與熱影響區(qū)節(jié)點的熱循環(huán)曲線，焊前殼體保持100℃的預(yù)熱溫度，焊接時焊縫溫度急劇升高至1500℃左右，冷卻過程中溫度快速下降，呈現(xiàn)陡升陡降現(xiàn)象。熱影響區(qū)處的溫度變化曲線也存在突然增加的趨勢，但因熱源不直接作用到熱影響區(qū)，只是通過焊縫區(qū)對其熱傳導(dǎo)作用提供溫度，所以該部位溫度升高的幅度相對焊縫區(qū)較為平緩。

圖7 焊縫及熱影響區(qū)焊接熱循環(huán)曲線

應(yīng)力場的計算是將溫度場計算的結(jié)果以載荷的方式施加在殼體上實現(xiàn)，圖8為通過有限元計算所獲得的應(yīng)力分布云圖，由圖可以看出，焊后殼體峰值應(yīng)力為742MPa，應(yīng)力集中在殼體熱影響區(qū)一側(cè)，電纜座上應(yīng)力數(shù)值較小。因構(gòu)成角焊縫的幾何形狀變化劇烈，其力線的傳遞是撓曲不直的，力線的傳遞比較復(fù)雜，焊縫的根部與趾部的應(yīng)力集中程度一般都比對接接頭大。對于D406A鋼發(fā)動機殼體與支座的角焊縫結(jié)構(gòu)，應(yīng)力集中部位為熱影響區(qū)靠近焊縫的熔合區(qū)部位，而該區(qū)域的組織主要以針狀馬氏體為主，淬硬傾向大。因此接頭組織方面的薄弱區(qū)域與應(yīng)力集中區(qū)域處于同一位置，進一步增加了接頭開裂的敏感性。

圖8 支座焊縫應(yīng)力分布云圖

4 結(jié)束語

a. D406A鋼固體發(fā)動機金屬殼體支座焊接裂紋沿熔合線擴展并具有延遲特征，裂紋性質(zhì)為延遲冷裂紋。

b. D406A鋼殼體支座角焊縫接頭母材為粒狀珠光體組織，焊縫區(qū)組織主要為板條馬氏體，完全淬火區(qū)組織主要是板條馬氏體和鐵素體，熔合區(qū)組織主要是針狀馬氏體，相比其它區(qū)域，顯微硬度最高，沖擊功最低，淬硬性最大，是整個接頭最薄弱的區(qū)域。

c. 焊后殼體峰值應(yīng)力為742MPa，應(yīng)力集中在殼體熱影響區(qū)一側(cè)，電纜座上應(yīng)力數(shù)值較小。

d. D406A鋼殼體支座角焊縫熔合區(qū)淬硬的馬氏體組織是開裂的內(nèi)在因素，焊接接頭應(yīng)力集中是開裂的外在因素，接頭組織方面的薄弱區(qū)域與應(yīng)力集中區(qū)域處于同一位置，進一步增加了接頭開裂的敏感性，導(dǎo)致支座角焊縫沿熔合線附近開裂。

1 陳孝龍. D406A鋼焊接工藝研究[J]. 航天制造技術(shù)，2004，8(4)：12～15

2 鄒吉權(quán)，荊洪陽，霍立興. D406A鋼焊接接頭斷裂韌度測試[J]. 焊接學(xué)報，2006，27(11)：37～40

3 邱保文，涂應(yīng)宏，張彤，等. D406A鋼的力學(xué)統(tǒng)計特征[c]. 首屆全國航空航天領(lǐng)域中的力學(xué)問題學(xué)術(shù)研討會，成都：155～158

4 中國機械工程學(xué)會焊接學(xué)會. 焊接手冊第2卷[M]. 北京：北京機械工業(yè)出版社，2007

Analysis on Weld Cracking for Sustainer of Solid Engine D406A Steell Shell

Qin Zhanling Zhang Lixu Xiong Ran

(Xi’an Aerospace Power Machine Factory, Xi’an 710025)

This paper systematically analyzed the reason of weld cracking for sustainer of large D406A steel solid engine metal shell through experiment and numerical simulation. The results showed that, the maily microstructure in fusion zone of sustainer fillet welding joint is stink needle martensite. Compared to other region, it obtained hightest microhardness value,lowest impact toughness and largest harden quenching tendency in fusion zone, which is the weakest region of fillet joint. Meanwhile, because the stress is concentrated, increased the sensitivity of cracking in this region, so these caused cracking along fusion line for sustainer fillet welding joint.

soild engine；D406A steel；sustainer；fillet weld；cold cracking

秦占領(lǐng)（1980），高級工程師，焊接專業(yè)；研究方向：金屬材料焊接工藝研究及固體發(fā)動機焊接質(zhì)量控制。

2017-04-19