楊夏煒,彭沖,馬鐵軍,*,溫國(guó)棟,王艷瑩,柴小霞,徐雅欣,李文亞

1.西北工業(yè)大學(xué) 凝固技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 陜西省摩擦焊接工程技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安 710072 2.中煤科工集團(tuán)西安研究院有限公司,西安 710077

GH4169是一種沉淀強(qiáng)化鎳基高溫合金,是當(dāng)前航空發(fā)動(dòng)機(jī)使用最多的一種金屬材料,主要用于渦輪盤等斷裂關(guān)鍵件。為了制造結(jié)構(gòu)更加復(fù)雜的構(gòu)件,滿足更加苛刻的服役要求,通常需要對(duì)其進(jìn)行焊接。線性摩擦焊接是一種前、后焊件分別夾緊在上夾具及振動(dòng)體上,振動(dòng)體在偏心軸的帶動(dòng)下,以頻率帶動(dòng)焊件作往復(fù)運(yùn)動(dòng),同時(shí)在前焊件上施加摩擦壓,焊接面就會(huì)快速摩擦生熱,當(dāng)焊接界面的溫度接近熔化溫度時(shí),停止往復(fù)運(yùn)動(dòng),并施加鍛壓力,其以其獨(dú)特的固相連接過(guò)程以及精密、高效、節(jié)能和環(huán)保等優(yōu)點(diǎn),在發(fā)動(dòng)機(jī)整體葉盤制造與維修中得到了重要應(yīng)用。國(guó)外(如MTU 公司和羅羅公司)已成功采用線性摩擦焊接制造出鈦合金整體葉盤和寬弦空心葉片風(fēng)扇盤。歐洲戰(zhàn)斗機(jī)“臺(tái)風(fēng)”發(fā)動(dòng)機(jī)的3級(jí)低壓壓氣機(jī)整體葉盤是線性摩擦焊接技術(shù)成功應(yīng)用的標(biāo)志。

針對(duì)高溫合金焊接接頭在服役條件下疲勞裂紋擴(kuò)展行為的研究,國(guó)內(nèi)外大部分學(xué)者采用電子束焊、熔焊和激光焊等焊接技術(shù),少部分學(xué)者采用固相焊接(慣性摩擦焊、連續(xù)驅(qū)動(dòng)摩擦焊及線性摩擦焊)技術(shù)。吳冰等研究了GH4169 電子束焊接頭疲勞斷裂位置及裂紋擴(kuò)展方向并發(fā)現(xiàn)接頭低、高周疲勞強(qiáng)度均高于母材；Liu 等研究了In617B高溫合金TIG(Tungsten Inert Gas)焊接頭疲勞裂紋尖端、裂紋偏轉(zhuǎn)及分支裂紋等裂紋擴(kuò)展行為及組織演變特征。趙利利等發(fā)現(xiàn)在低Δ(應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值)區(qū)間時(shí),GH625高溫合金TIG 焊接頭疲勞裂紋擴(kuò)展速率比母材低,而在高Δ區(qū)間內(nèi),接頭疲勞裂紋擴(kuò)展速率高于母材。于維成等研究了鑄造高溫合金光滑板試樣(經(jīng)過(guò)熱等靜壓處理)疲勞裂紋的形成與擴(kuò)展,得到小裂紋的擴(kuò)展是不連續(xù)和不規(guī)則的,顯微組織對(duì)裂紋擴(kuò)展速率有影響。Hung和Sakaguchi研究了異質(zhì)高溫合金In718/M247的連續(xù)驅(qū)動(dòng)旋轉(zhuǎn)摩擦焊接頭高循環(huán)疲勞行為,發(fā)現(xiàn)在焊接區(qū)域沒(méi)有可見(jiàn)的缺陷,In718 側(cè)焊接區(qū)發(fā)生明顯再結(jié)晶,M247 側(cè)焊接區(qū)未發(fā)生再結(jié)晶,疲勞斷口位于M247母材一側(cè)。本課題組前期進(jìn)行了微孔缺陷對(duì)碳鋼線性摩擦焊接影響的研究,采用有限元方法研究了碳鋼接頭在線性摩擦焊接過(guò)程中有無(wú)微孔缺陷的溫度場(chǎng),研究了微孔缺陷對(duì)接頭軸向縮短量以及微孔形狀及位置的影響,得到帶微孔的接頭的溫度曲線扣的波動(dòng)范圍大于不帶微孔的接頭,微孔的位置隨摩擦?xí)r間的變化而變化,微孔的圓形通過(guò)焊接變成橢圓形等結(jié)論。

疲勞裂紋擴(kuò)展行為的數(shù)值模擬方面。Zhao等在實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)裂紋產(chǎn)生于材料中的微孔穴周圍而非缺陷的表面,對(duì)裂尖正前部挖有小圓孔的鎳基單晶高溫合金非標(biāo)準(zhǔn)緊湊拉伸試樣做了有限元分析、模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)觀察。柴國(guó)鐘等基于彈性力學(xué)理論,建立了三維裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子計(jì)算的混合邊界元法基本理論和數(shù)值求解技術(shù),為工程結(jié)構(gòu)表面裂紋疲勞擴(kuò)展和壽命計(jì)算的高效高精度數(shù)值分析建立了理論基礎(chǔ)和實(shí)現(xiàn)方法。張彥華等應(yīng)用隨機(jī)理論與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)相結(jié)合的方法建立了疲勞裂紋擴(kuò)展參量與時(shí)間關(guān)系的隨機(jī)模型,根據(jù)隨機(jī)模型建立了相應(yīng)的隨機(jī)微分方程,求解了有關(guān)的統(tǒng)計(jì)分布函數(shù),并應(yīng)用隨機(jī)模擬方法再現(xiàn)了疲勞裂紋擴(kuò)展的時(shí)間歷程。顧志旭等為建立端羥基聚丁二烯(HTPB)推進(jìn)劑的損傷本構(gòu)模型,采用宏細(xì)觀相結(jié)合的方法,將其細(xì)觀損傷機(jī)理視為初始微裂紋偏析擴(kuò)展的過(guò)程,其基于能量釋放率和最大周向應(yīng)力準(zhǔn)則,分析了三維幣形裂紋偏析擴(kuò)展的情形,推導(dǎo)了微裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展的速率方程,所建立的模型能夠有效地反應(yīng)材料損傷的應(yīng)變率、溫度依賴性和各向異性特征。朱文博采用Python將Cohesive單元插入有限元模型中,對(duì)工程陶瓷旋轉(zhuǎn)超聲鉆削效率進(jìn)行了研究。這種方法在模型中任何可能產(chǎn)生裂紋的部位對(duì)應(yīng)的單元表面全都生成Cohesive單元,在一定程度上能夠模擬任意未知裂紋的萌生和擴(kuò)展。從模擬方法看,主要有傳統(tǒng)的有限元方法、邊界元法、無(wú)網(wǎng)格法、數(shù)值流形法。作為發(fā)展最早的數(shù)值模擬方法,有限單元法是早期模擬疲勞裂紋擴(kuò)展的常用方法。Simth 和Cooper在分析張開(kāi)型裂紋擴(kuò)展時(shí)使用了傳統(tǒng)有限元法,Sumi等在研究復(fù)合型疲勞裂紋擴(kuò)展時(shí)使用了能夠自動(dòng)重劃分的有限元方法。Belytschko和Black提出了一種基于常規(guī)有限元方法的擴(kuò)展有限元法(Extend Finite Element Method,XFEM)。趙麗濱等從試驗(yàn)研究、理論分析和數(shù)值模擬3個(gè)方面對(duì)國(guó)內(nèi)外在纖維增強(qiáng)復(fù)合材料分層問(wèn)題所取得的研究成果進(jìn)行了系統(tǒng)綜述,詳細(xì)闡述了采用內(nèi)聚力模型(CZM)、虛擬裂紋閉合技術(shù)(VCCT)和擴(kuò)展有限元方法(XFEM)等先進(jìn)數(shù)值方法模擬分層擴(kuò)展的研究現(xiàn)狀,對(duì)復(fù)合材料層合板分層擴(kuò)展研究的發(fā)展方向進(jìn)行了展望。該方法是引入一個(gè)能夠描述裂紋不連續(xù)性的跳躍函數(shù)和裂紋尖端漸近位移場(chǎng)函數(shù),與常規(guī)有限元函數(shù)合并成為擴(kuò)展有限元位移函數(shù)。擴(kuò)展有限元方法中,網(wǎng)格劃分與裂紋界面相互獨(dú)立,因此在裂紋擴(kuò)展過(guò)程中,無(wú)需再對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行重新劃分,裂紋界面與計(jì)算網(wǎng)格相互獨(dú)立。由于該方法是建立在常規(guī)有限元方法上,繼承了常規(guī)有限元法的優(yōu)點(diǎn),在解決不連續(xù)問(wèn)題時(shí)有著無(wú)可替代的優(yōu)勢(shì),從問(wèn)世至今發(fā)展迅速,得到了廣泛的應(yīng)用。

國(guó)內(nèi)外對(duì)于高溫合金接頭失效的研究,主要局限在接頭疲勞裂紋擴(kuò)展及接頭組織狀態(tài)對(duì)疲勞斷裂的影響,而焊縫界面微結(jié)構(gòu)與裂紋之間的交互作用,則是接頭疲勞裂紋擴(kuò)展更為重要的內(nèi)部因素?；诖?本文建立基于XFEM 的高溫合金線性摩擦焊接頭疲勞有限元模型,研究接頭微結(jié)構(gòu)(孔洞、夾雜)及應(yīng)力狀態(tài)對(duì)接頭疲勞裂紋萌生擴(kuò)展行為的影響規(guī)律,揭示接頭微結(jié)構(gòu)與裂紋的交互作用機(jī)制。

1 高溫合金線性摩擦焊接頭裂紋分析

試驗(yàn)材料為GH4169高溫合金(美國(guó)對(duì)應(yīng)牌號(hào)為Inconel 718)是一種時(shí)效硬化鎳基變形高溫合金。為制造高壓壓氣機(jī)葉片的常用的材料,表1為GH4169的名義成分。圖1為GH4169母材的光鏡照片。其微觀組織主要為奧氏體基體γ基體、彌散分布的強(qiáng)化相(γ″相、γ'相)、δ相以及少量分布的NbC、TiN 等。

圖1 GH4169顯微組織照片F(xiàn)ig.1 Microstructure photo of GH4169

表1 GH4169的名義成分Table 1 Composition of GH4169 wt%

實(shí)驗(yàn)前切取12 mm×18 mm×55 mm 的塊狀GH4169試樣,焊接面是12 mm×18 mm,摩擦面為長(zhǎng)度18 mm 方向。焊前打磨GH4169高溫合金表面氧化皮。試驗(yàn)所用焊機(jī)為自制的線性摩擦焊機(jī)。

用表2 所示的5 組規(guī)范參數(shù)進(jìn)行了焊接試驗(yàn),每種規(guī)范焊接一對(duì)試樣,用于后續(xù)接頭的金相及微觀缺陷分析。

表2 線性摩擦焊參數(shù)Table 2 Parameters for linear friction welding

焊后得到宏觀形貌完整且無(wú)明顯缺陷的線性摩擦焊接頭,接頭的宏觀形貌如圖2所示。

圖2 不同工藝參數(shù)下接頭宏觀形貌Fig.2 Macro morphology of joints with different process parameters

焊后進(jìn)行線切割處理,切取3個(gè)不同位置的試樣進(jìn)行金相觀察。切割示意如圖3(a)所示,、、分別為試樣長(zhǎng)度、寬度、厚度,圖3(c)、(d)、(e)為(b)切割樣的宏觀金相組織,圖3(g)、(h)、(i)為(f)切割樣的宏觀金相組織,圖3(k)、(l)、(m)為(j)切割樣的宏觀金相組織,由圖3(c)、(g)、(k)可以看出,接頭中心區(qū)域組織的顏色與兩側(cè)顏色不同,母材區(qū)晶粒比較明顯,中部焊縫區(qū)的晶粒非常細(xì)小,與兩側(cè)組織分布不均勻的熱力影響區(qū)晶粒差異較大,焊縫區(qū)域熱力影響區(qū)有比較明顯的界限,這是因?yàn)镚H4169高溫合金具有較優(yōu)良的高溫性能,焊縫區(qū)的變形量要大于熱力影響區(qū),導(dǎo)致2個(gè)區(qū)域的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶差異很大,因此導(dǎo)致不同的組織形貌。而GH4169 較強(qiáng)的高溫變形抗力,使其在高溫焊接時(shí)塑性流動(dòng)較差,焊接結(jié)束界面周圍塑性金屬難以比較均勻的擠出,焊縫區(qū)晶粒的變形程度與周圍金屬的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶不能再差異,所以又導(dǎo)致顏色的不均勻。

圖3 接頭不同區(qū)域金相特征Fig.3 Metallographic characteristics of different areas of joint

對(duì)圖3(c)、(g)、(k)中白色線框內(nèi)顯微特征進(jìn)行觀察,可以看到,在試樣的中心部位切取的金相試樣(即圖3(b)試樣)沿焊縫位置,具有形貌良好,裂紋、孔洞及夾雜缺陷較少的顯著特征,如圖3(h)、(i)；從接頭表面切取的金相試樣(即圖3(f)、(j))沿著焊縫位置有不同類型及尺寸的缺陷,如圖3(d)、(e)、(l)、(m),焊縫區(qū)存在裂紋、孔洞、夾雜等缺陷,裂紋長(zhǎng)度從幾微米到幾十微米甚至幾百微米,且裂紋萌生擴(kuò)展的形式也有很大差異,在試樣的不同區(qū)域,主裂紋附近可能存在多條微裂紋,也可能一條裂紋橫穿整個(gè)界面?？锥醇皧A雜多為圓形或不規(guī)則形貌,且尺寸也存在差異,這是因?yàn)楦邷睾辖鹪诰€性摩擦焊接過(guò)程中受熱與受力都不均勻,導(dǎo)致接頭不同位置具有組織不均勻性,高溫合金有較強(qiáng)的高溫變形抗力,在焊接過(guò)程中產(chǎn)生局部拉應(yīng)力導(dǎo)致裂紋的產(chǎn)生有關(guān),表現(xiàn)為裂紋形狀及尺寸的不均勻性。這必將降低接頭的力學(xué)性能及使用性能,后續(xù)將成為接頭的主要破壞位置。

在不同的焊接參數(shù)下,以18 mm×55 mm 的切割試樣為例,2號(hào)試樣至5號(hào)試樣焊縫區(qū)域的金相特征如圖4所示。可以看到,不同參數(shù)試樣的焊縫位置處裂紋、孔洞及夾雜也具有形狀和尺寸的不均勻性。

圖4 2號(hào)～5號(hào)試樣接頭的W×L 面焊縫區(qū)域的微觀組織Fig.4 Metallographic characteristics of weld area from No.2 to No.5 specimens

高溫合金原材料在線性摩擦焊前就可能具有顯微缺陷,高溫合金的線性摩擦焊接接頭也具有分布及尺寸不均勻的裂紋、孔洞及夾雜等缺陷。綜合分析,宏觀上裂紋出現(xiàn)在焊接接頭及其附近的焊縫區(qū)域,高溫合金接頭的服役過(guò)程又無(wú)法實(shí)時(shí)追蹤缺陷的演變情況,那么采用數(shù)值模擬的方法來(lái)研究高溫合金線性摩擦焊接頭的缺陷對(duì)其服役性能的影響就具有重要的價(jià)值和意義。

2 擴(kuò)展有限元方法

擴(kuò)展有限元法(XFEM)是基于單位分解的思想而發(fā)展起來(lái)的一種分析不連續(xù)問(wèn)題的數(shù)值方法。擴(kuò)展有限元的位移模式是在常規(guī)有限元的基礎(chǔ)上,加入反映裂紋面的跳躍函數(shù)和裂尖漸近位移場(chǎng)函數(shù),來(lái)處理不連續(xù)位移場(chǎng),這樣即使裂紋發(fā)生了擴(kuò)展,也無(wú)需再對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行重新劃分,極大地降低了計(jì)算成本。

跳躍函數(shù)()定義為

裂紋尖端單元漸近位移場(chǎng)函數(shù)描述為

處理裂紋問(wèn)題的擴(kuò)展有限元法被積函數(shù)是間斷的,所以用傳統(tǒng)的高斯積分求解此類問(wèn)題會(huì)造成較大誤差。將四邊形單元分成多個(gè)三角形子區(qū)域(圖5)。根據(jù)子區(qū)域不同的裂紋單元采用不同的積分高斯積分點(diǎn)積分,裂紋節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)由零水平集函數(shù)來(lái)確定。

圖5 貫穿裂紋單元及子區(qū)域劃分[26]Fig.5 Through-wall crack unit and sub-region division[26]

3 接頭疲勞裂紋擴(kuò)展行為

3.1 Maxps損傷本構(gòu)(最大主應(yīng)力準(zhǔn)則)

工程零構(gòu)件往往具有十分復(fù)雜的幾何形狀和受載情況,裂紋尖端往往也處于復(fù)合型變形狀態(tài)。基于這種復(fù)雜的工程應(yīng)用問(wèn)題,在2002 年,Sch?llmann等提出了一種全新的三維復(fù)合型裂紋起裂判斷準(zhǔn)則-最大主應(yīng)力準(zhǔn)則。ABAQUS軟件中,研究斷裂力學(xué)的判斷準(zhǔn)則也采用最大主應(yīng)力準(zhǔn)則。

在ABAQUS中,針對(duì)復(fù)合裂紋的裂紋擴(kuò)展判斷準(zhǔn)則,一般考慮采用最大主應(yīng)力準(zhǔn)則。ABAQUS用XFEM 模擬裂紋擴(kuò)展的方法是基于單元的粘結(jié)分離行為,適用于彈塑性分析。其損傷模型失效機(jī)理由2個(gè)成分組成：損傷起始準(zhǔn)則和損傷演化規(guī)律。

最大主應(yīng)力準(zhǔn)則在ABAQUS軟件中被稱為Maxps Damage準(zhǔn)則,其公式定義為

當(dāng)在公差范圍內(nèi)達(dá)到：1.0≤≤1.0+時(shí),損傷開(kāi)始,其中為公差,一般取值為0.05；其中為臨界最大主應(yīng)力值,＜＞表示的含義為

該式(5)的含義為：增強(qiáng)單元(即裂紋貫穿單元)在純壓縮的載荷狀態(tài)下不會(huì)產(chǎn)生起始損傷。

基于能量的損傷演化：

①線性演化的損傷準(zhǔn)則

式中：為加載過(guò)程中有效位移最大值；為損傷起始演化時(shí)的有效位移；=2/,為失效時(shí)有效位移,為損傷時(shí)釋放的能量,J,為有效牽引力,MPa。

②指數(shù)演化的損傷準(zhǔn)則

式中：為損傷起始時(shí)的能量釋放,J；為有效位移,mm。

在ABAQUS 中利用XFEM 模擬連續(xù)裂紋擴(kuò)展時(shí),需要定義連續(xù)裂紋的損傷起始準(zhǔn)則及損傷演化準(zhǔn)則。本研究所用材料為高溫合金線性摩擦焊接頭,適應(yīng)于最大主應(yīng)力的損傷起始準(zhǔn)則。當(dāng)線性摩擦焊接頭受到的牽引力大于能承受的最大主應(yīng)力時(shí),開(kāi)始進(jìn)入損傷演化階段。通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)得高溫合金線性摩擦焊接頭材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線,以得到該材料的損傷演化準(zhǔn)則的相關(guān)參數(shù)(包括斷裂能的測(cè)得)。確定好ABAQUS中的損傷起始準(zhǔn)則及損傷演化準(zhǔn)則后,才能更加精確地利用XFEM 模擬高溫合金線性摩擦焊接頭的裂紋擴(kuò)展。

3.2 疲勞服役狀態(tài)下高溫合金線性摩擦焊接頭微結(jié)構(gòu)模型

高溫合金線性摩擦焊接頭疲勞試樣尺寸如圖6所示,依據(jù)光鏡及電鏡下測(cè)量出的焊接接頭焊縫區(qū)域?qū)挾?100μm,采用尺寸放大寬度為5 mm)以及熱影響區(qū)寬度(焊縫左右側(cè)各100μm,采用尺寸放大方法,左右側(cè)各5 mm)劃分疲勞試樣區(qū)域,將整個(gè)疲勞試樣劃分為母材區(qū)、熱力影響區(qū)及焊縫區(qū)。

圖6 高溫合金線性摩擦焊接頭疲勞試樣尺寸Fig.6 Size of fatigue specimen of high temperature alloy joint by linear friction welding

不同焊接工藝參數(shù)下實(shí)驗(yàn)所得1 號(hào)、2 號(hào)、3號(hào)、4號(hào)、5號(hào)接頭試件的彈性模量數(shù)值分別為：203.60 GPa、207.26 GPa、203.95 GPa(1號(hào)試樣3組數(shù)據(jù))；217.24 GPa、219.63 GPa、220.35 GPa(2號(hào)試樣3組數(shù)據(jù))；217.87 GPa、220.43 GPa、220.33 GPa(3 號(hào) 試 樣3 組 數(shù) 據(jù))；215.25 GPa、206.29 GPa、221.43 GPa(4 號(hào) 試 樣3 組 數(shù) 據(jù))；207.80 GPa、219.99 GPa、206.51 GPa(5號(hào)試樣3組數(shù)據(jù))。1 號(hào)～5 號(hào)接頭的彈性模量分別是GH4169高溫合金原材料的彈性模量(207.00 GPa)的98.36%、100.13%、98.53%(1 號(hào) 試樣)；104.95%、106.10%、106.45%(2 號(hào) 試 樣)；105.25%、106.49%、106.44% (3 號(hào) 試 樣)；103.99%、99.66%、106.97% (4 號(hào) 試 樣)；100.39%、106.28%、99.76%(5 號(hào) 試 樣)?？?慮工藝參數(shù)對(duì)接頭彈塑性參數(shù)的影響,此處在設(shè)置疲勞試樣各個(gè)區(qū)域的材料屬性時(shí),以焊縫區(qū)域彈塑性參數(shù)大于母材區(qū)的10%為基準(zhǔn),均為母材參數(shù)的110%；熱力影響區(qū)彈塑性參數(shù)小于母材區(qū)10%為基準(zhǔn),均為母材參數(shù)的90%為例。

根據(jù)圖6 試樣尺寸在ABAQUS 中進(jìn)行建模、賦予材料屬性、設(shè)置疲勞邊界條件、劃分網(wǎng)格及選用分析步、提交作業(yè)進(jìn)行運(yùn)算等步驟。本模型選用靜力-通用分析步,在屬性參數(shù)中加入高溫合金線性摩擦焊接頭材料的Maxps損傷演化參數(shù),該參數(shù)由該接頭的拉伸曲線計(jì)算獲得。在ABAQUS的相互作用模塊創(chuàng)建基于XFEM 的裂紋屬性及擴(kuò)展區(qū)域；設(shè)置位移邊界條件,選用周期型幅值曲線控制疲勞接頭的疲勞運(yùn)動(dòng)過(guò)程,采用拉-壓載荷,循環(huán)周次為2 000次,拉壓最大位移為0.5 mm。焊縫區(qū)、母材區(qū)以及熱力影響區(qū)在焊接過(guò)程中以及疲勞拉伸過(guò)程中所受的熱、力影響差異較大,因此設(shè)置焊縫區(qū)以及熱力影響區(qū)網(wǎng)格尺寸為1.1 mm,母材區(qū)的網(wǎng)格尺寸為2 mm。

高溫合金線性摩擦焊接頭焊縫區(qū)無(wú)法避免裂紋、夾雜及孔洞等缺陷,且接頭的殘余應(yīng)力也會(huì)影響裂紋的擴(kuò)展情況,建立接頭微結(jié)構(gòu)模型就至關(guān)重要。綜合分析缺陷位置及尺寸,采用缺陷尺寸放大技術(shù)來(lái)進(jìn)行模型的建立,以便于更好地觀察缺陷的位置及尺寸對(duì)裂紋萌生及擴(kuò)展的影響規(guī)律。由此確定孔洞、夾雜的尺寸分別為=0.50、0.75、1.00、1.25、1.50、1.75、2.00 mm,位置分別分布在焊縫區(qū)域,確定整個(gè)疲勞試樣的初始應(yīng)力分別為25、50、75、100、125、150 MPa。

3.3 引入微結(jié)構(gòu)的接頭疲勞裂紋擴(kuò)展行為算例分析

表3為不同的孔洞尺寸作用下疲勞接頭的裂紋萌生及擴(kuò)展情況,可以看出具有不同尺寸的孔洞疲勞拉伸試樣,孔洞區(qū)域作為疲勞服役過(guò)程中最大的應(yīng)力區(qū)域,是試樣發(fā)生破壞的最關(guān)鍵部位,有限元分析的結(jié)果顯示接頭試樣的孔洞位置是裂紋萌生的主要區(qū)域,隨著拉伸循環(huán)次數(shù)的增加,裂紋源處達(dá)到損傷起始及演化準(zhǔn)則,當(dāng)大于其能承受的最大主應(yīng)力時(shí),沿最大主應(yīng)力方向,裂紋發(fā)生擴(kuò)展,直至接頭發(fā)生最終的完全斷裂破壞。具有孔洞的接頭疲勞試樣裂紋萌生及擴(kuò)展有其重要的特點(diǎn)：當(dāng)裂紋擴(kuò)展至接頭試樣一端時(shí),應(yīng)力集中于孔洞另一側(cè),且應(yīng)力分布不均勻,造成孔洞另一側(cè)周圍大的應(yīng)力區(qū)域同時(shí)或先后出現(xiàn)裂紋源,又發(fā)生進(jìn)一步的裂紋擴(kuò)展。因此看到裂紋擴(kuò)展的路徑比較復(fù)雜。

表3 不同的孔洞尺寸作用下疲勞接頭的裂紋萌生及擴(kuò)展情況Table 3 Crack initiation and growth of fatigue joints under different hole sizes

表4為不同的夾雜尺寸作用下疲勞接頭的裂紋萌生及擴(kuò)展情況,可以看出在疲勞服役過(guò)程中加雜缺陷也是大應(yīng)力集中區(qū)域,裂紋萌生于夾雜位置,隨著循環(huán)次數(shù)的增大,裂紋沿著夾雜的輪廓向兩側(cè)擴(kuò)展,這是因?yàn)樵谟邢拊治鲋袏A雜處設(shè)置為理想狀態(tài),是具有高彈性模量的材料屬性分區(qū),因此裂紋擴(kuò)展是“位錯(cuò)式的繞過(guò)”而非“橫穿”式的擴(kuò)展。具有夾雜的接頭疲勞試樣裂紋萌生及擴(kuò)展有其重要的特點(diǎn)：裂紋沿夾雜兩側(cè)萌生及擴(kuò)展,裂紋路徑為直線,試樣沿0°方向斷裂。

表4 不同的夾雜尺寸作用下疲勞接頭的裂紋萌生及擴(kuò)展情況Table 4 Crack initiation and propagation of fatigue joints with different inclusion sizes

不同材料內(nèi)部的夾雜,力學(xué)性能不同；同一材料內(nèi)部,其不同部位的夾雜,力學(xué)性能具有差異。而硬質(zhì)夾雜為其中重要的一種類型。本研究針對(duì)硬質(zhì)夾雜進(jìn)行研究,在有限元模型中,設(shè)置為剛性材料。而真實(shí)物理世界間夾雜性能各異,夾雜的抗力大小和原材料本身有關(guān),也和材料成形的工藝參數(shù)、成形設(shè)備等有關(guān),影響因素眾多且因素間相關(guān)作用,問(wèn)題復(fù)雜。文中針對(duì)硬質(zhì)夾雜進(jìn)行研究,致力于為復(fù)雜問(wèn)題的研究提供一定的支撐。

圖7為不同孔洞及夾雜尺寸下裂紋的萌生時(shí)間及擴(kuò)展時(shí)間柱狀趨勢(shì)圖?？梢钥闯鲭S著孔洞尺寸的增大,接頭疲勞試樣更容易產(chǎn)生裂紋,裂紋萌生時(shí)間縮短,且裂紋擴(kuò)展至試樣破壞的時(shí)間也縮短,由此可以設(shè)想,當(dāng)接頭的孔洞尺寸特別小時(shí),勢(shì)必裂紋萌生的時(shí)間會(huì)更長(zhǎng),而在本文所選取的孔洞尺寸參數(shù)達(dá)到了接頭不可忽略的影響,裂紋萌生及擴(kuò)展行為也很迅速。具有夾雜的接頭疲勞試樣在夾雜尺寸為0.50 mm 和0.75 mm 時(shí),裂紋萌生時(shí)間及擴(kuò)展時(shí)間都比較長(zhǎng),疲勞接頭發(fā)生斷裂的時(shí)間較長(zhǎng),失效破壞較慢,而當(dāng)夾雜尺寸小于0.50 mm 且大于0.75 mm 時(shí),裂紋萌生及擴(kuò)展時(shí)間都相對(duì)更短些,可知,當(dāng)夾雜尺寸足夠小時(shí),裂紋的萌生及擴(kuò)展時(shí)間是相對(duì)滯后的,而大尺寸的夾雜會(huì)加速裂紋的萌生及擴(kuò)展,加速接頭的損傷及破壞。

圖7 不同孔洞及夾雜尺寸下裂紋的萌生時(shí)間及擴(kuò)展時(shí)間柱狀趨勢(shì)圖Fig.7 Histogram of time of crack initiation and propagation of joints with different sizes of holes and inclusions

圖8為不同孔洞及夾雜尺寸下缺陷位置處應(yīng)力-時(shí)間變化曲線,可以看出隨著疲勞載荷的循環(huán)加載,不同尺寸的孔洞裂紋下的疲勞接頭試樣都存在應(yīng)力突變的時(shí)刻,應(yīng)力突變時(shí)刻也是裂紋加速擴(kuò)展的階段。圖8(a)、(b)為孔洞附近應(yīng)力演變情況,在裂紋初始擴(kuò)展階段,具有小尺寸孔洞的接頭應(yīng)力值較小,大尺寸孔洞周圍具有較大的應(yīng)力；圖8(c)、(d)為夾雜附近應(yīng)力演變情況,在裂紋初始擴(kuò)展階段,表現(xiàn)出0.50 mm 及0.75 mm 的夾雜附近具有較大的應(yīng)力,夾雜尺寸小于0.5 mm,大于0.75 mm,夾雜附近應(yīng)力值較低。

圖8 不同孔洞及夾雜尺寸下缺陷位置處應(yīng)力-時(shí)間變化曲線Fig.8 Stress-time curve at the positions of defects of joints different hole and inclusion sizes

表5為引入初始應(yīng)力的1.50 mm 孔洞下裂紋的萌生及擴(kuò)展情況?？梢园l(fā)現(xiàn)初始應(yīng)力的加入改變了疲勞接頭裂紋擴(kuò)展的方式：包括擴(kuò)展路徑及擴(kuò)展時(shí)間。當(dāng)疲勞接頭試樣引入初始應(yīng)力時(shí),裂紋萌生及擴(kuò)展的時(shí)間減小,且隨初始應(yīng)力的逐漸增大,裂紋萌生及擴(kuò)展的時(shí)間減小的趨勢(shì)越大。且在大的初始應(yīng)力下,裂紋擴(kuò)展路徑發(fā)生改變,試樣最終斷裂方式為沿45°截面斷裂。

表5 引入初始應(yīng)力的1.50 mm 孔洞下裂紋的萌生及擴(kuò)展情況Table 5 Initiation and propagation of cracks of joints with 1.50 mm holes with initial stress

表6為引入初始應(yīng)力的1.50 mm 夾雜下裂紋的萌生及擴(kuò)展情況。發(fā)現(xiàn)初始應(yīng)力的加入使接頭裂紋萌生及擴(kuò)展的時(shí)間縮短,隨著初始應(yīng)力的增大,裂紋萌生及擴(kuò)展的時(shí)間整體呈下降的趨勢(shì)。裂紋的擴(kuò)展的路徑也與無(wú)初始應(yīng)力的接頭不同,由原來(lái)的沿0°方向變?yōu)檠?5°方向發(fā)生破壞。

表6 引入初始應(yīng)力的1.50 mm 夾雜下裂紋的萌生及擴(kuò)展情況Table 6 Initiation and propagation of cracks of joints with 1.50 mm inclusions with initial stress

續(xù)表6

圖9為引入初始應(yīng)力下1.50 mm 孔洞及夾雜裂紋的萌生時(shí)間及擴(kuò)展時(shí)間趨勢(shì)圖。可以看出,有孔洞試樣裂紋萌生及擴(kuò)展的時(shí)間隨初始應(yīng)力的增大呈下降趨勢(shì)；有夾雜試樣裂紋萌生及擴(kuò)展的時(shí)間隨初始應(yīng)力的增大也呈下降趨勢(shì)。

圖9 引入初始應(yīng)力下1.5 mm 孔洞及夾雜裂紋的萌生時(shí)間及擴(kuò)展時(shí)間趨勢(shì)圖Fig.9 Trend chart of time of initiation and propagation of cracks of joint with 1.5 mm holes and inclusion under initial stress

綜上可知,孔洞的作用大于夾雜,具有初始顯微孔洞及夾雜的疲勞試樣,當(dāng)引入初始應(yīng)力時(shí),加速裂紋的萌生及擴(kuò)展。

4 結(jié) 論

1)進(jìn)行高溫合金的線性摩擦焊接試驗(yàn),分析接頭不同區(qū)域的微缺陷特征,接頭大部分區(qū)域,未發(fā)現(xiàn)明顯缺陷；而從接頭飛邊根部到接頭內(nèi)部1.5 mm 距離的區(qū)域,焊縫及熱影響區(qū)分布著形狀、尺寸和數(shù)量各異的孔洞、裂紋及夾雜等缺陷且缺陷呈現(xiàn)交錯(cuò)分布的特征。

2)采用基于Maxps損傷的擴(kuò)展有限元方法進(jìn)行高溫合金焊接接頭疲勞裂紋萌生及擴(kuò)展的影響因素研究。結(jié)果表明：初始孔洞及夾雜的存在都會(huì)加速接頭的失效過(guò)程,而孔洞對(duì)接頭失效的影響大于夾雜,具有初始顯微孔洞及夾雜的疲勞試樣,當(dāng)引入初始應(yīng)力時(shí),更加速裂紋的萌生及擴(kuò)展。