30CrMnSiNi2A管材補焊件疲勞失效行為模擬*

唐婷婷，李 毅，張 敏，王森淼，馬宏偉，易 朗

（西安理工大學 材料科學與工程學院，西安 710048）

0 前 言

30CrMnSiNi2A 鋼是在30CrMnSiA 鋼的基礎上提高了錳和鉻的含量，并添加了1.40%～1.80%的Ni，從而顯著提高了其淬透性、韌性和回火穩定性。經熱處理后，可獲得高強度、高塑性和韌性、良好的抗疲勞性和斷裂韌性、低疲勞裂紋膨脹率，常被用作飛機起落架等重要應力結構[1-2]。該鋼具有較高的淬透性、切削加工性和較好的焊接性，但對缺口和氫脆比較敏感。在彎曲、拉伸、扭轉等載荷的復合作用下，該鋼制作的零件在使用過程中容易失效，帶來飛行安全隱患[3-5]。飛機起落架上大多數結構件在使用過程中均承受著疲勞載荷的作用，而焊接是飛機結構中常用的連接方式之一，焊接結構中70 %以上的事故是由焊接接頭的疲勞斷裂引起的。因此，研究焊接結構件的疲勞性能具有重要意義。為了提高焊接結構部件的力學性能，減少損失，通常采用補焊的方法進行修復[6-8]。補焊的成本較低，并且可以保證焊接結構的完整性[9-10]，而補焊后結構力學性能的變化及其能否滿足結構的性能要求是必須要研究和解決的問題。

飛機起落架在實際工作中受到來自地面、機身等各個方向的交變載荷作用，很容易發生疲勞斷裂，這將嚴重影響飛機結構件的使用壽命，對飛機的安全性有著很大的影響[11]。而傳統的疲勞試驗僅可進行取樣檢測，難以全面反映復雜形狀零部件整體的疲勞失效行為，且試驗周期較長，花費較大。30CrMnSiNi2A 為中碳調制鋼，一般需要進行焊后熱處理，通過焊后去應力退火的方式能夠較大程度地使焊后殘余應力分布均勻化[12-13]。因此，本研究通過對30CrMnSini2A 管材焊接件的計算模型進行簡化，以補焊后補焊熱影響區力學性能變化為側重點，對其原始焊接接頭以及補焊接頭分別進行了疲勞壽命及疲勞損傷情況的數值模擬計算，研究了補焊次數對30CrMnSiNi2A 管材焊接接頭疲勞性能的影響，探究了30CrMnSiNi2A 管材焊接接頭的疲勞失效行為規律，為后續30CrMnSiNi2A飛機起落架補焊修復提供參考。

1 疲勞分析方法及理論

1.1 疲勞分析方法

目前常用的疲勞壽命分析方法主要有名義應力法、局部應力應變法和應力場強法。三種分析方法類似，但是各有優缺點，而且應用場合也不同，本研究使用名義應力法進行疲勞性能分析。名義應力疲勞壽命分析法是最早形成的一種進行抗疲勞設計的方法，其分析的基礎為材料的S-N曲線，針對試件疲勞危險處的名義應力以及應力集中系數，應用相關的疲勞累積損傷理論對其進行疲勞壽命估算。名義應力壽命法的分析步驟[14]為：①確定機械結構中的疲勞危險部位；②對此部位進行應力分析，求出名義應力和集中系數Kt；③由機械結構載荷進行名義應力譜分析；④根據機械結構的疲勞損傷積累理論（本研究基于Miner 線性損傷理論）以及已獲得的材料S-N曲線，求出此部件危險部位的疲勞壽命。

1.2 Miner線性損傷理論

當機械產品或材料受到交變載荷而發生疲勞破壞時，認為是產品結構或材料受到疲勞累積損傷的結果，在機械產品或材料疲勞計算時采用Miner-Palmgren 疲勞累積損傷理論來預估產品的疲勞壽命，該理論假定在機械產品每經歷一次載荷歷程時都會消耗一定量的疲勞壽命分量，消耗的疲勞壽命與機械產品或材料所吸收的能量（損傷量）成正比，機械產品或材料在發生疲勞破壞時所吸收的總能量（總損傷量）是一個常量，且發生疲勞損傷情況與載荷加載次序無關[15]。因此，歸納出線性疲勞累積損傷關系式為

或

式中：bi——損傷分量或每次消耗的壽命分量；

B——總損傷量；

ni——應力級為si載荷下工作循環次數；

Ni——應力級為si載荷下發生疲勞破壞時工作循環次數；

Mi——吸收的能量（損傷量）；

M——發生疲勞破壞時所吸收的總能量（總損傷量）。

將公式（2）代入公式（1）中可得

公式（3）為Miner-Palmgren 理論表達式，大量試驗結果表明，機械產品或材料在發生疲勞破壞時的損傷累積B平均值接近于1，Miner-Palmgren 理論成功之處就在于此，雖然Miner-Palmgren理論有一定局限性，但在工程上仍被廣泛使用，原因在于它比較簡潔，其他方法則需要通過大量試驗來擬合修正參數，且精度不一定高于Miner-Palmgren理論。

1.3 Ansys nCode Design Life模塊簡介

本研究使用Ansys軟件中的nCode Design Life疲勞仿真分析模塊進行疲勞壽命分析。Ansys nCode Design Life 是英國恩科（nCode）公司研發的新一代疲勞分析程序，是一個基于有限元的、面向過程的疲勞分析包，主要用于識別危險點位置并計算疲勞壽命。該軟件具有非常全面的疲勞分析能力，幾乎可以模擬所有類型的疲勞問題，例如應力疲勞、應變疲勞、多軸疲勞、焊縫和點焊疲勞、高溫疲勞等，可廣泛應用于機械、船舶、汽車、航空航天、醫療器械等領域。Ansys nCode Design Life 在產品設計過程中的應用，能夠預先進行耐久性估計，從而避免由于不恰當的設計和加工而導致的重大經濟損失，其計算步驟如圖1所示。

圖1 Ansys nCode Design Life疲勞分析步驟

2 有限元計算模型的建立

基于焊接接頭的形狀尺寸，在Ansys Workbench軟件自帶的SC模塊建立實體模型。根據實際焊接接頭的焊縫尺寸確定有限元模型中的焊縫尺寸，計算時綜合體視顯微鏡、金相顯微鏡和掃描電鏡的測定結果，由于焊縫形狀不規則，所以測定的尺寸存在一定的誤差。焊縫尺寸如圖2 所示，建立的30CrMnSiNi2A 管材對接接頭的有限元模型如圖3所示（此次計算均不考慮焊縫中存在的裂紋、氣孔、夾雜等）。

圖2 焊接接頭及尺寸示意圖

圖3 30CrMnSiNi2A管材對接接頭有限元模型

由圖2可知，此次焊接接頭的區域總共分為5 個部分，即補焊焊縫、補焊熱影響區、原始焊縫、原始焊縫熱影響區和母材區域。微觀組織是影響焊接接頭性能的決定性因素，因此考慮焊縫及熱影響區隨補焊次數的的微觀組織演變，以研究補焊次數對管材疲勞性能的影響規律?；谝延醒a焊試驗成果，原始焊縫打底焊層組織主要為板條馬氏體+鐵素體。補焊過程中，焊接熱輸入的增加直接導致其室溫組織粗大。隨著補焊次數的增加，晶粒逐漸粗化且組織演變為以馬氏體為主，同時，鐵素體逐漸減少，降低了焊接接頭的力學性能，從而對接頭的疲勞性能產生不利影響。所有試樣均在補焊區發生斷裂，補焊區已成為整個試樣的薄弱區域[16-17]。由于本次補焊材料始終不變，并且焊接熱輸入只會對熱影響區的材料性能產生影響，因此在本次材料性能參數設定中，只需要對補焊熱影響區進行改變即可，其余材料參數均不改變[18]。

隨后，根據結構的不同分別對焊縫、母材和熱影響區進行網格劃分，母材與焊縫選用六面體網格劃分，劃分精度為3 mm；熱影響區選用四面體網格，精度選用2 mm。網格劃分結果如圖4 所示，共生成217 016 個節點、95 250 個單元。

圖4 有限元網格劃分結果

此次疲勞計算的載荷為拉應力與壓應力交變載荷，疲勞失效的位置往往都是應力應變集中處，所以對焊件的拉應力與壓應力分別進行了分析，其靜力學分析示意圖如圖5所示，根據飛機起落架實際載荷情況，設置施加的載荷大小為1×106N。

圖5 靜力學分析示意圖

將結構件的應力、應變計算結果耦合到疲勞分析軟件ANSYS nCodeDesignLife 中，然后利用軟件中自帶的施加載荷模塊對模型施加正弦交變載荷，載荷譜如圖6 所示，載荷大小1×106N，載荷頻率為1 Hz；最后讀入材料的S-N曲線，從而實現對焊接件疲勞受損的計算，軟件計算界面如圖7所示。

圖6 施加疲勞載荷譜

圖7 疲勞計算界面

3 有限元計算結果分析

3.1 靜力學計算結果

圖8為拉力與壓力交變載荷下焊件的應力應變分布圖，由計算結果可知，當焊件受到的軸向力為1×106N（應力為367 MPa）時，補焊焊縫的熱影響區處與補焊焊縫的焊趾處均發生了較為明顯的應力與應變集中，其受到的應力值為477 MPa左右，產生的應變值為0.002 2 mm左右。

圖8 拉力與壓力交變載荷下焊件的應力應變分布圖

3.2 疲勞分析方法可靠性驗證

為了驗證此疲勞計算方法的可行性，建立了30CrMnSiNi2A 管材母材的標準疲勞試樣有限元模型并計算其疲勞性能，結果如圖9所示。

圖9 疲勞試樣計算結果

由圖9可知，疲勞受損位置為整體疲勞試樣的中間部分，與實際疲勞試驗結果一致。模擬計算結果顯示，當材料受到最大應力分別為1 411 MPa、1 346 MPa、1 291 MPa、1 261 MPa、1 196 MPa時，對應材料的疲勞壽命分別為24 460次、43 610次、61 820次、75 080次、148 500次。

圖10 所示為模擬結果與試驗結果的對比，可以發現兩者吻合度較高，證明此焊接件疲勞計算方法具有較好的的可靠性。

圖10 試驗結果與模擬結果對比

3.3 疲勞損傷結果分析

圖11為未補焊、補焊1次、補焊2次、補焊3 次、補焊4 次下的焊接接頭的疲勞損傷計算結果。從損傷圖中可以看出，在相同正弦波應力加載下，整個焊件補焊焊縫熱影響區（未補焊為原始焊縫熱影響區）以及焊趾為損傷最嚴重的地方，這也正是靜力學分析中應力與應變集中的地方。

圖11 未補焊及補焊后焊接接頭疲勞損傷計算結果

計算結果顯示，在受到一次正弦波加載后，未補焊接頭的最大受損量為6.773×10-6（受損量達到1 以后發生失效），受損位置為原始焊縫熱影響區；在經歷1次補焊之后，焊件的最大受損量為9.149×10-6，受損位置為補焊焊縫的焊趾部位；經過2 次補焊后，焊接件最大受損量為36.9×10-6，受損位置為補焊熱影響區；3 次補焊焊接件的最大受損量為40.56×10-6，受損位置在補焊熱影響區；4 次補焊焊接件的最大受損量為151.1×10-6，受損位置在補焊熱影響區。圖12 所示為最大疲勞受損量與補焊次數的關系，可以看出在相同應力加載下，隨著補焊次數的增加，焊件的受損程度逐漸變得嚴重。對補焊件而言，只有補焊1 次焊件的最初受損位置發生在焊趾處，補焊2～4次后焊件的最初受損位置均位于補焊熱影響區。

圖12 補焊次數與最大受損量的關系

3.4 疲勞壽命結果分析

為進一步研究補焊對焊接件疲勞壽命的影響，計算了不同補焊次數下焊接接頭的疲勞壽命，結果如圖13所示。圖14 所示為補焊次數與循環次數的關系，由圖14 可知，隨著補焊次數的增加，疲勞壽命循環次數逐漸減少。

圖13 未補焊及補焊后接頭疲勞壽命計算結果

圖14 補焊次數與循環次數的關系

結合圖14，由圖13（a）可見，未補焊接頭熱影響區疲勞壽命最短，焊趾處次之。且焊趾、焊縫中心和母材加載的循環次數均超過107次，因此可以看作不會發生疲勞。根據計算結果，未補焊焊縫的熱影響區受到約507 MPa 的最大應力，并在進行了約1 476 000 次循環后開始出現失效區域。由圖13（b）可見，補焊1 次的焊縫熱影響區疲勞壽命最短，其次為補焊焊縫焊趾處與原始焊縫熱影響區。原始焊縫、焊縫中部和母材的加載次數均超過107次，因此可以看作不會發生疲勞。根據計算結果顯示，補焊一次焊件在進行約1 093 000 次循環后，在焊趾處開始出現失效區域，受到了約325 MPa 的最大應力。由圖13（c）可見，補焊2 次焊縫的熱影響區處的疲勞壽命最短，其次為補焊焊縫的焊趾處。原始焊縫熱影響區、原始焊縫、焊縫中部和母材的加載循環次數均超過107次，因此可以看作不會發生疲勞。計算結果顯示，補焊2次的焊件在經歷約271 000 次應力循環后，補焊熱影響區開始出現失效區域，受到約514 MPa 的最大應力。

由圖13（d）可見，補焊3 次焊縫的熱影響區處的疲勞壽命最短。原始焊縫熱影響區、原始焊縫、焊縫中部和母材的加載循環次數均超過107次，因此可以看作不會發生疲勞。計算結果顯示，補焊3次的焊件在經歷約24 660次應力循環后開始在補焊熱影響區出現失效區域，受到了約514 MPa 的最大應力。由圖13 （e）可見，補焊4 次焊縫的熱影響區處疲勞壽命最短，其次為補焊焊縫的焊趾處。原始焊縫熱影響區、原始焊縫、焊縫中部和母材的加載循環次數均超過107次，因此可以看作不會發生疲勞。由計算結果顯示，補焊4 次的焊件在經歷6 617 次左右應力循環后開始在補焊熱影響區出現失效區域，受到了約512 MPa 左右的最大應力。

4 結 論

（1）通過建立30CrMnSiNi2A 管材的疲勞試樣模型，對其疲勞損傷及高周疲勞性能進行了計算，計算結果與試驗結果吻合良好，表明所建模型及計算方法具有較高的可靠性。

（2）通過建立30CrMnSiNi2A 管材原始焊接件及補焊1～4次試件的模型，對其疲勞損傷位置進行模擬計算，結果表明，補焊1次焊件疲勞失效起始位置位于焊趾處，其余焊件疲勞失效起始位置均位于補焊熱影響區，原因是此處容易產生應力、應變集中。

（3）通過建立30CrMnSiNi2A 管材原始焊接件及補焊1～4次試件的模型，對其高周疲勞壽命進行了模擬計算，結果表明，隨著補焊次數增加，補焊熱影響區的力學性能下降，疲勞壽命逐漸降低。