張科夫 吳學崗 龍貽鑫 羅奎林 黃向榮/ 成都航利（集團）實業(yè)有限公司 空裝駐成都地區(qū)第二軍代表室

0 引言

某型發(fā)動機進氣機匣為大型薄壁件，是發(fā)動機的主要承力機匣，平均厚度為2mm，平均直徑超過950mm，厚徑比0.2%，制造時大量采用焊接、超塑成形工藝。服役使用中，其殼體聯(lián)動環(huán)跑道產(chǎn)生一系列復雜穿透型裂紋，最大長度約70mm（見圖1、圖2），嚴重影響了裝備的安全使用。為此，需研究進氣機匣聯(lián)動環(huán)跑道裂紋產(chǎn)生的機理和修復技術。

1 機匣聯(lián)動環(huán)跑道裂紋機理研究

進氣機匣是發(fā)動機的承力部件，由鈦合金制成。殼體表面采用氬弧焊，焊接一環(huán)形集氣腔，從高壓壓氣機5 級后引來熱空氣，以防止固定葉片和整流罩結(jié)冰。如圖3 所示，進氣機匣設有15 個可變彎度的導向葉片，導向葉片前部為固定葉片，采用先進的超塑成型和擴散焊接連接工藝制成；后部為變彎度可轉(zhuǎn)葉片，由兩個作動筒通過聯(lián)動環(huán)驅(qū)動，聯(lián)動環(huán)上的支撐銷支撐在機匣殼體跑道位置。

進氣機匣的制造工藝為環(huán)形件毛坯鍛造+焊接+機械加工，機匣殼體的顯微組織為等軸雙態(tài)組織，α 相約70%，β 相約30%，有明顯的軋制形變帶。

由進氣機匣殼體聯(lián)動環(huán)跑道處的截面圖可知，殼體外壁有一斜面，斜面的兩端與附近平面有過渡轉(zhuǎn)折，轉(zhuǎn)折位置如圖4 中藍圈所示。結(jié)合進氣機匣上裂紋的形貌和機匣轉(zhuǎn)折處的機加痕跡可知，裂紋是從圖1 中右側(cè)的止裂孔位置萌生的，沿周向擴展3cm 后轉(zhuǎn)向并進一步擴展4cm 至左側(cè)止裂孔位置。

圖1 殼體聯(lián)動環(huán)跑道裂紋

圖2 殼體聯(lián)動環(huán)跑道“山”形裂紋

圖3 進氣機匣結(jié)構圖

圖4 進氣機匣穿透型長裂紋萌生、擴展位置

綜合分析多臺進氣機匣聯(lián)動環(huán)跑道裂紋形貌和擴展路徑，可知該類鈦合金機匣穿透型長裂紋的萌生位置都位于機匣外壁的變截面附近。另外，仔細觀察可發(fā)現(xiàn)，該變截面處的機加工接痕明顯，沿機匣周向有多道深淺不一的溝壑，在疲勞應力的作用下，此處容易萌生裂紋，并沿著周向逐漸擴展。該結(jié)論與實際裂紋多沿著周向擴展的現(xiàn)象吻合。

結(jié)合該型發(fā)動機進氣機匣的使用情況可知，機匣聯(lián)動環(huán)跑道本身的強度儲備不足，在發(fā)動機振動載荷和風扇一級轉(zhuǎn)子葉片氣流激振作用下，進氣機匣承力系統(tǒng)載荷最集中或強度最低部位容易產(chǎn)生疲勞裂紋。由于變截面處應力集中、表面粗糙度高，疲勞裂紋首先在機匣外壁的變截面處萌生，并在振動載荷下沿著周向擴展，最終導致失效。

根據(jù)失效件斷口形貌和理論計算，初步確定風扇第一級轉(zhuǎn)子葉片在激振耦合因素作用下使進氣機匣承受了強度較高的扭轉(zhuǎn)應力。

2 機匣聯(lián)動環(huán)跑道裂紋修復研究

圖5 穿透型長裂紋的激光熔覆試驗（第一次）

進氣機匣是直徑大、殼體壁薄的零件，形位、尺寸要求較高，但自身剛度不足，待修復裂紋的位置接近定位基準面，焊接修復過程中容易造成零件發(fā)生較大變形。普通焊接將造成上安裝邊凹陷、外壁跑道凹陷、安裝止口不對中以及機匣同軸度、圓度等形位公差的改變。這些變形將導致裝配困難。

因此，從以下三個角度研究機匣的修復形變控制技術，以克服變形問題。

1）減少整體熱輸入量，采用激光熔覆技術修復主裂紋、手工氬弧焊修復止裂孔的思路，以控制焊后形變。

控制修復變形量的核心是控制熱輸入量、減少熱影響區(qū)，從而降低殘余應力水平，達到減少形變量的目的。綜合發(fā)揮激光熔覆技術和手工氬弧焊技術各自的優(yōu)勢，以小能量的激光熔覆修復主裂紋，以工藝成熟的手工氬弧焊修復止裂孔。按照該思路，利用工藝件進氣機匣模擬故障裂紋，在優(yōu)化組合激光熔覆工藝參數(shù)的基礎上，以控制熱輸入為手段，實現(xiàn)控制形變量的目的。

如圖5 所示，激光熔覆使用單道多層、低功率工藝，熔覆坡口深1.8mm，寬4mm，熔覆完成后的寬度為6mm。

將基準面的內(nèi)側(cè)變形量結(jié)果，與使用氬弧焊修復整條裂紋的結(jié)果進行對比比，機匣的變形量明顯減小，從6mm減少到0.5mm。但機匣的軸向變形量較大，熔覆區(qū)域中段的變形量為0.5mm 以上，因此應考慮使用導熱的固定夾具。

2）熱導法控制焊接形變，制造熔覆焊接輔助工裝夾具。

為了進一步減小機匣形變量，采用控制焊后變形的第二種思路，即及時導走焊接過程中的熱量，減少焊接熱量對基體的影響范圍，使焊接應力產(chǎn)生的塑性形變區(qū)域盡可能小。為此，根據(jù)裂紋形貌和機匣尺寸設計了相應的銅夾具，利用紫銅良好的導熱性能，及時導走熔覆、焊接的多余能量。銅夾具及使用情況如圖6 所示。

圖7 所示是在第一次激光熔覆試驗工藝參數(shù)的基礎上，增加自制銅夾具后進行的形變控制試驗。熔覆坡口參數(shù)與第一次熔覆一致，深1.8mm，寬4mm，熔覆完成后的寬度為6mm。從試驗的形變測試結(jié)果來看，機匣內(nèi)側(cè)的形變量由第一次的0.5mm 減少到0.3mm。由此看來，銅夾具可以減少40%的形變量。

3）優(yōu)化坡口形式，在保證去除裂紋、氧化物的前提下，減少坡口尺寸，從而控制熱輸入。

采用該方法的核心思路是：減少在熔覆或焊接時的金屬填充量，從而控制熱輸入，達到控制形變的目的。

圖6 穿透型長裂紋激光熔覆修復專用銅夾具

圖7 使用銅夾具后的激光熔覆效果（第二次）

圖8 優(yōu)化坡口形式后的激光熔覆效果（第三次）

在試驗研究過程中，一共進行五種V 型坡口（寬度分別為2mm、2.5mm、3mm、4mm、5mm）和兩種雙V 型坡口的試驗。從熔覆質(zhì)量和形變量兩個方面對不同參數(shù)的坡口進行評價，選取結(jié)果最優(yōu)的進行模擬熔覆試驗。

如圖8 所示，在第二次試驗的基礎上，改變銅夾具的裝夾方式，并進一步改善激光工藝參數(shù)和坡口尺寸，減少金屬熔覆量，減少熱輸入量。

由試驗測試結(jié)果可知，機匣內(nèi)側(cè)的形變量由第二次的0.3mm 減小到0.10～0.2mm，外側(cè)變形量由第二次的0.33mm 減 小 到0.10～0.16mm。該 結(jié) 果表明，將銅夾具仿型打磨與機匣緊密貼合、減少坡口橫截面，減少金屬的填充量后，能夠明顯降低形變量。

因此，利用導熱法原理，自制銅夾具進行導熱，可以減少40%的形變量；通過改變坡口形式、減少金屬熔覆填充量，可以減少30%的形變量；改變激光熔覆的工藝參數(shù)，控制熱輸入量、單位能量密度，可以使形變量進一步減少，滿足了產(chǎn)品尺寸和形位要求。

通過產(chǎn)品修復發(fā)現(xiàn)，焊接變形存在突變位置，根據(jù)焊接過程及焊接前后的外觀觀察對比，應是氬弧焊止裂孔造成的，而激光熔覆造成的形變量非常小。其中，安裝邊和殼體聯(lián)動環(huán)跑道變形稍大，其余均在允許變形范圍內(nèi)。外壁跑道變形可以通過調(diào)整發(fā)動機α1調(diào)節(jié)系統(tǒng)的安裝座、支點、外壁修型、內(nèi)壁修型等達到安裝要求。

3 改進及預防措施

針對進氣機匣聯(lián)動環(huán)跑道裂紋故障，主要的控制措施如下：

2）檢查聯(lián)動環(huán)跑道表面及前后部倒角處的粗糙度，不超過Ra1.6 且表面不允許存在機加接痕。

預防措施：

圖9 進氣機匣涂敷阻尼膠帶位置

圖10 帶加強筋進氣機匣

1）為預防故障發(fā)生，針對舊結(jié)構進氣機匣檢驗試車合格后，對聯(lián)動環(huán)跑道10cm 范圍內(nèi)的表面涂敷阻尼膠帶，位置如圖9 所示。模態(tài)試驗和動應力測試結(jié)果表明，涂敷阻尼膠帶的進氣機匣的振動應力降低明顯，在激振因素未發(fā)生改變的情況下，動應力由95MPa 降低至22MPa，可有效預防該故障。

2）為徹底杜絕進氣機匣聯(lián)動環(huán)跑道裂紋故障，設計部門在進氣機匣聯(lián)動環(huán)跑道和后安裝邊之間增設了加強筋（見圖10），以增加該部位的剛性，徹底杜絕故障的發(fā)生。

4 結(jié)論

根據(jù)進氣機匣聯(lián)動環(huán)跑道裂紋斷口分析結(jié)果并結(jié)合仿真計算分析，得到產(chǎn)生裂紋機理，因此提出以下故障修復方法：

1）聯(lián)動環(huán)跑道處的機加接痕明顯，沿機匣周向有多道深淺不一的溝壑，發(fā)動機工作過程中風扇第一級轉(zhuǎn)子葉片激起機匣振動，導致在故障部位萌生裂紋并擴展，機匣本身強度儲備不足，聯(lián)動環(huán)凸臺存在尖邊，應力集中是重要影響因素。

2）利用導熱法原理，自制銅夾具進行導熱，可以減少40%的形變量；通過改變坡口形式、減少金屬熔覆填充量，可以減少30%的形變量；改變激光熔覆的工藝參數(shù)，控制熱輸入量、單位能量密度，可以使形變量進一步減少，滿足了產(chǎn)品尺寸和形位要求。

3）在進氣機匣聯(lián)動環(huán)跑道和后安裝邊之間增加加強筋，增加該部位的剛性，能徹底解決上述故障。