李承昆，董志波，王瀚，韓放，滕俊飛，呂彥龍

(1.哈爾濱工業(yè)大學,先進焊接與連接國家重點實驗室,哈爾濱,150001；2.中國航空制造技術研究院,北京,100024)

0 序言

Co-Ni-Cr 基固溶強化型高溫合金具有優(yōu)異的高溫抗氧化性能與較好的高溫強度，冷熱加工性能及焊接性良好，常用于制造先進航空、航天發(fā)動機的燃燒室部件[1].此類部件往往承受惡劣的熱載荷作用，復雜熱載荷導致的不均勻應力、應變場是誘發(fā)構件產生熱疲勞損傷失效的主要原因之一[2-3].密排陣列孔柱層板冷卻結構在雙層壁內設計了大量細小的冷氣通道，該結構在服役過程中具有高效冷卻特性的同時更易在局部區(qū)域產生較高的熱應力，導致結構破壞[4].

國內外學者已開展大量針對燃燒室部件熱疲勞壽命評估的研究.Barrett 等人[5]研究了燃燒室襯套的熱機械疲勞損傷累積問題，開發(fā)了經過試驗驗證的材料本構模型進行低周疲勞壽命預測.易慧[6]考慮蠕變因素對燃燒室火焰筒壽命的影響，利用有限元分析方法獲得應力應變分布，計算高溫、高壓下燃燒室火焰筒的疲勞壽命，并通過標準試驗驗證模擬結果.耿小亮等人[7]采用有限元分析方法，模擬燃燒室火焰筒在不均勻溫升和循環(huán)過程中應力應變的變化，使用Manson-Coffin 公式對溫度變化條件下的熱疲勞壽命進行估計.張俊紅等人[8]通過對燃燒室基體的非線性靜力學分析，獲得應力應變分布，結合Manson-Coffin 公式及線性累積損傷理論，計算得到了在典型工作循環(huán)下燃燒室危險點的疲勞壽命.

大量學者針對燃燒室部件熱疲勞壽命進行了評估，而對于層板換熱結構的研究集中在冷卻結構的平均冷卻效果、流動阻力特性和換熱特性方面[9-11].針對密排陣列孔柱層板冷卻結構服役過程中熱疲勞壽命預測的研究較少.

文中利用有限元數值模擬軟件對Co-Ni-Cr 合金層板結構激光焊過程和一定服役條件下的溫度、等效應力變化進行了數值模擬.在局部應力應變法的理論框架下應用Morrow 修正的Manson-Coffin公式對該結構的熱疲勞壽命進行了評估.

1 層板結構焊接及服役過程模擬

1.1 層板結構有限元模型

圖1 為層板結構有限元模型.模型尺寸為400 mm × 358 mm × 1.8 mm.為了獲得計算效率，在保證計算精度的條件下將層板雙層內壁處換熱的氣流孔、繞流柱簡化為方形，在焊縫處采用細密網格，遠離焊縫處網格逐漸過渡到稀疏，厚度方向上單元格數量為4.焊縫及其熱影響區(qū)的網格尺寸約為0.5 mm，遠離焊縫處尺寸約為8 mm，單元類型均為八節(jié)點六面體單元，單元數為177 704，節(jié)點數為309 327.

圖1 層板結構有限元模型(mm)Fig. 1 Finite element model of laminated plate structure

1.2 材料特性

Co-Ni-Cr 合金材料的密度為8.98 g/cm3，熔化溫度為1 315～1 410 ℃.焊接熔化時的相變潛熱利用隨溫度變化的比熱容進行積分計算[12]，即

式中：H為熱焓；ρ為密度；c為比熱容；T為絕對溫度.

模擬計算所需的合金熱物性參數見表1，模擬中缺少的數據通過線性外推法獲得.

表1 合金熱物性參數Table 1 Alloy thermophysical parameters

1.3 激光焊接過程模擬

層板結構采用激光焊接方法進行焊接，焊接過程無填絲.為簡化計算，在焊接模擬過程中假設熔池中液態(tài)金屬為不可壓縮的牛頓流體，并且不考慮熔池上下表面的變形和熔池金屬的蒸發(fā)[13].將焊件初始溫度與外界環(huán)境溫度定義為20 ℃，并且將模型中所有與外界空氣接觸的表面(包括內部孔道)設置換熱邊界條件.

使用高斯表面熱源模型與圓柱體熱源模型相疊加的焊接熱源模型[14].激光焊接總功率為2 700 W，焊接速度為0.03 m/s，光斑直徑為0.3 mm.為反映實際焊接過程中工裝夾具的約束作用，在圖1 上、下142 mm 范圍內的所有節(jié)點施加x，y，z三個方向的位移約束.

1.4 服役過程模擬

根據該構件實際服役時的工作狀態(tài)，結合相關學者的研究工作[15]，對復雜的熱循環(huán)過程進行簡化，采用時域循環(huán)為33-11-19-11 的熱載荷，高溫溫度為1 470 ℃，低溫溫度為430 ℃，如圖2 所示.將該熱載荷曲線作為邊界條件，施加在層板雙層結構的內、外壁，模擬服役熱沖擊過程，循環(huán)總共施加9 次.同時，對圖1 中層板結構①側的外表面施加沿z軸負方向500 kPa 的氣壓，模擬實際工作時所承受的氣壓載荷[15].

圖2 服役過程熱沖擊載荷Fig. 2 Thermal shock load during service

以焊接過程模擬結果為服役前初始條件，利用有限元軟件熱/結構分析進行計算，為了保證模型計算結果收斂，兼顧邊界條件與實際情況相符，在層板結構②的外側施加了z方向的位移約束.

2 模擬結果與分析

2.1 激光焊過程模擬

圖3 為焊接過程的瞬態(tài)溫度場分布，以母材的液相線溫度作為熔池邊緣，以此觀察焊接過程中熔池形貌.由于激光焊焊接速度快，溫度場呈現(xiàn)明顯的拖尾分布形態(tài)，熔池前端溫度梯度大，后端溫度梯度小.激光焊能量集中，焊接熱量集中在焊縫中心附近實心板材部位，熱影響區(qū)小，焊接過程溫度場穩(wěn)定.

圖3 焊接過程瞬態(tài)溫度場分布Fig. 3 Distribution of transient temperature field in welding process

焊縫實際截面與模擬結果對比如圖4 所示.圖中左側為層板焊接后的實際焊縫截面形貌，右側為垂直于焊接方向溫度場截面，其中心區(qū)域邊界為熔池邊緣，模擬計算得到的熔池形貌與實際焊縫截面的吻合度較高.

圖4 焊縫實際截面與模擬結果對比Fig. 4 Comparison of actual weld section and simulation resultsy

焊后等效Mises 應力分布云圖如圖5 所示，激光焊熱源集中，焊后殘余應力主要分布在焊縫及周邊5 mm，層板孔道區(qū)域受焊接影響較小.

圖5 焊后等效Mises 應力分布云圖Fig. 5 Equivalent Mises stress distribution after welding

測量了焊縫附近2 mm 區(qū)域的橫向收縮變形，并與模擬結果進行對比，測點分布在圖5 中標明.模擬結果與實際測量結果對比圖如圖6 所示.實際測量結果與模擬結果相近，絕對誤差值小于0.1 mm，各個測點平均相對誤差為6.8%.

圖6 焊縫周邊橫向變形結果對比Fig. 6 Comparison of transverse deformation around weld

2.2 服役過程模擬

圖7 為層板結構服役過程焊縫區(qū)域溫度變化.焊縫區(qū)域受熱均勻，各個點溫度在同一時間基本相同.初始階段溫度波動上升，在經歷三個起伏后開始等幅循環(huán)，222 s 后焊縫區(qū)承受等幅熱循環(huán)載荷，最高循環(huán)溫度為1 165 ℃，平均溫度約為1 088 ℃.

圖7 層板結構服役過程焊縫區(qū)域溫度變化Fig. 7 Temperature change in weld zone of laminated structure during service

圖8 為服役過程中焊縫中心橫向各個區(qū)域溫度變化.在經歷三個溫度起伏后，各點溫度開始等幅循環(huán).溫度變化幅值較大的兩區(qū)域(距焊縫中心25～ 125 mm)為焊縫兩側的層板孔道區(qū)域.層板孔道區(qū)域因結構的特殊性，在相同熱沖擊載荷作用下具有較大的溫度循環(huán)幅度，最大循環(huán)溫度達到1 255 ℃，平均溫度約為1 071 ℃.較大的溫度循環(huán)幅度意味著較大的熱應力、熱應變幅.

圖8 服役過程焊縫中心橫向區(qū)域溫度變化Fig. 8 Temperature change in transverse zone of weld center during service

服役過程中焊縫區(qū)域等效應力變化趨勢如圖9 所示，初始狀態(tài)的應力值為焊接殘余應力.隨著溫度升高，塑性變形釋放，應力值出現(xiàn)下降，222 s后層板焊縫的等效應力循環(huán)趨于穩(wěn)定，最大值約為120 MPa，平均值約為68 MPa.

圖9 焊縫區(qū)域等效應力分布Fig. 9 Equivalent stress distribution in weld area

在距起焊點40 mm 與340 mm 處，應力變化趨勢與焊縫中心區(qū)域明顯不同，結合圖1 可知，兩區(qū)域靠近層板孔道結構邊緣.孔道區(qū)域與板材的溫差導致焊縫區(qū)域熱應力不均勻.

圖10 為焊縫中心橫向區(qū)域等效應力變化趨勢.可見激光焊接過程的殘余應力對孔道區(qū)域服役過程的影響較小，可以認為該焊接方法能夠較好的滿足實際工程需求.距離焊縫中心25 mm 與125 mm處等效應力變化趨勢區(qū)別于其它區(qū)域，均是周邊區(qū)域熱循環(huán)不同導致.222 s 后等效應力循環(huán)趨于穩(wěn)定，層板孔道區(qū)域在熱沖擊載荷作用下的最大應力達到193 MPa，平均值約為100 MPa.孔道區(qū)域與孔道邊緣區(qū)域在服役過程中應力值較焊縫區(qū)域大，幅值為焊縫區(qū)域的1.6 倍，為計算熱疲勞壽命時應著重考慮的區(qū)域.

圖10 焊縫中心橫向區(qū)域等效應力分布Fig. 10 Equivalent stress distribution in transverse area of weld center

3 層板結構熱疲勞壽命估算

3.1 疲勞壽命預測模型

熱疲勞的本質是應變疲勞，局部應力—應變法能夠較好且準確的分析熱疲勞壽命[16].應變幅由彈性應變幅和塑性應變幅組成.在恒應變幅，應力比R=-1 的情況下，彈性應變幅與疲勞壽命的關系可表示為

塑性應變幅與疲勞壽命的關系可表示為

總應變幅 εa為彈性應變幅與塑性應變幅之和.將式(2)，式(3)合并后可得廣泛用于應變疲勞壽命計算的Manson-Coffin 公式[17]，即

式(4)是在R=-1 的情況下得到的，對于非對稱的應變循環(huán)，應使用考慮平均應力修正的Morrow 平均應力公式，即

式中：σm為平均應力.

3.2 熱疲勞壽命評估

根據服役過程中溫度、應力的計算結果，選取a～f6 個點進行熱疲勞壽命計算，點的位置在圖1中標明.其中，點a位于孔道區(qū)域邊緣的焊縫上；點b位于焊縫中心區(qū)域；點c位于孔道區(qū)域邊緣(靠近焊縫，不在孔道區(qū)域)；點d位于孔道區(qū)域邊緣(靠近焊縫，位于孔道區(qū)域)；點e位于孔道區(qū)域服役過程熱應力最大值點；點f位于孔道區(qū)域邊緣，屬于最安全區(qū)域(遠離焊縫，不在孔道區(qū)域).選取服役過程中溫度的循環(huán)平均值(1 100 ℃)計算材料的疲勞參數.預測疲勞壽命所需參數采用改進后的四點法進行估算[18]

式中：εf為斷裂延伸系數；σf為材料斷裂強度；σb為抗拉強度，σf=(1+ψ)σb，ψ為材料斷面收縮率.

將材料參數帶入式(6)～ 式(9)進行計算，可得：b=-0.126，c=-0.558，=200.65 MPa，=0.902.

最終疲勞壽命的計算結果為，點a836 次；點b529 次；點c1 206 次；點d67 次；點e74 次；點f2 276次.所選點越靠近焊縫，熱疲勞壽命越低.服役過程中最易產生失效的位置為熱應力幅值最大的層板孔道區(qū)域，其疲勞壽命顯著低于其它位置，對應圖10 中距焊縫中心50～ 100 mm 區(qū)域.

4 結論

(1) 層板結構激光焊殘余應力主要集中在焊縫中心區(qū)域，對層板孔道區(qū)域的服役壽命影響較小.

(2) 服役過程中層板孔道及其周邊區(qū)域熱應力幅值約為焊縫區(qū)域的1.6 倍，是該結構的危險區(qū)域.

(3) 層板孔道區(qū)域發(fā)生疲勞破壞，其疲勞壽命明顯低于其它區(qū)域.焊接殘余應力相對于結構因素而言，對熱疲勞壽命影響較小，密排陣列孔柱結構的孔道區(qū)域是實際工程應用中重點關注位置.