密排陣列孔柱層板冷卻結(jié)構(gòu)服役壽命預(yù)測(cè)分析

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(xué),先進(jìn)焊接與連接國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,哈爾濱,150001；2.中國(guó)航空制造技術(shù)研究院,北京,100024)

0 序言

Co-Ni-Cr 基固溶強(qiáng)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(qiáng)度，冷熱加工性能及焊接性良好，常用于制造先進(jìn)航空、航天發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒室部件[1].此類(lèi)部件往往承受惡劣的熱載荷作用，復(fù)雜熱載荷導(dǎo)致的不均勻應(yīng)力、應(yīng)變場(chǎng)是誘發(fā)構(gòu)件產(chǎn)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(jié)構(gòu)在雙層壁內(nèi)設(shè)計(jì)了大量細(xì)小的冷氣通道，該結(jié)構(gòu)在服役過(guò)程中具有高效冷卻特性的同時(shí)更易在局部區(qū)域產(chǎn)生較高的熱應(yīng)力，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞[4].

國(guó)內(nèi)外學(xué)者已開(kāi)展大量針對(duì)燃燒室部件熱疲勞壽命評(píng)估的研究.Barrett 等人[5]研究了燃燒室襯套的熱機(jī)械疲勞損傷累積問(wèn)題，開(kāi)發(fā)了經(jīng)過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證的材料本構(gòu)模型進(jìn)行低周疲勞壽命預(yù)測(cè).易慧[6]考慮蠕變因素對(duì)燃燒室火焰筒壽命的影響，利用有限元分析方法獲得應(yīng)力應(yīng)變分布，計(jì)算高溫、高壓下燃燒室火焰筒的疲勞壽命，并通過(guò)標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)驗(yàn)證模擬結(jié)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(guò)程中應(yīng)力應(yīng)變的變化，使用Manson-Coffin 公式對(duì)溫度變化條件下的熱疲勞壽命進(jìn)行估計(jì).張俊紅等人[8]通過(guò)對(duì)燃燒室基體的非線(xiàn)性靜力學(xué)分析，獲得應(yīng)力應(yīng)變分布，結(jié)合Manson-Coffin 公式及線(xiàn)性累積損傷理論，計(jì)算得到了在典型工作循環(huán)下燃燒室危險(xiǎn)點(diǎn)的疲勞壽命.

大量學(xué)者針對(duì)燃燒室部件熱疲勞壽命進(jìn)行了評(píng)估，而對(duì)于層板換熱結(jié)構(gòu)的研究集中在冷卻結(jié)構(gòu)的平均冷卻效果、流動(dòng)阻力特性和換熱特性方面[9-11].針對(duì)密排陣列孔柱層板冷卻結(jié)構(gòu)服役過(guò)程中熱疲勞壽命預(yù)測(cè)的研究較少.

文中利用有限元數(shù)值模擬軟件對(duì)Co-Ni-Cr 合金層板結(jié)構(gòu)激光焊過(guò)程和一定服役條件下的溫度、等效應(yīng)力變化進(jìn)行了數(shù)值模擬.在局部應(yīng)力應(yīng)變法的理論框架下應(yīng)用Morrow 修正的Manson-Coffin公式對(duì)該結(jié)構(gòu)的熱疲勞壽命進(jìn)行了評(píng)估.

1 層板結(jié)構(gòu)焊接及服役過(guò)程模擬

1.1 層板結(jié)構(gòu)有限元模型

圖1 為層板結(jié)構(gòu)有限元模型.模型尺寸為400 mm × 358 mm × 1.8 mm.為了獲得計(jì)算效率，在保證計(jì)算精度的條件下將層板雙層內(nèi)壁處換熱的氣流孔、繞流柱簡(jiǎn)化為方形，在焊縫處采用細(xì)密網(wǎng)格，遠(yuǎn)離焊縫處網(wǎng)格逐漸過(guò)渡到稀疏，厚度方向上單元格數(shù)量為4.焊縫及其熱影響區(qū)的網(wǎng)格尺寸約為0.5 mm，遠(yuǎn)離焊縫處尺寸約為8 mm，單元類(lèi)型均為八節(jié)點(diǎn)六面體單元，單元數(shù)為177 704，節(jié)點(diǎn)數(shù)為309 327.

圖1 層板結(jié)構(gòu)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(shí)的相變潛熱利用隨溫度變化的比熱容進(jìn)行積分計(jì)算[12]，即

式中：H為熱焓；ρ為密度；c為比熱容；T為絕對(duì)溫度.

模擬計(jì)算所需的合金熱物性參數(shù)見(jiàn)表1，模擬中缺少的數(shù)據(jù)通過(guò)線(xiàn)性外推法獲得.

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

1.3 激光焊接過(guò)程模擬

層板結(jié)構(gòu)采用激光焊接方法進(jìn)行焊接，焊接過(guò)程無(wú)填絲.為簡(jiǎn)化計(jì)算，在焊接模擬過(guò)程中假設(shè)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(nèi)部孔道)設(shè)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(shí)際焊接過(guò)程中工裝夾具的約束作用，在圖1 上、下142 mm 范圍內(nèi)的所有節(jié)點(diǎn)施加x，y，z三個(gè)方向的位移約束.

1.4 服役過(guò)程模擬

根據(jù)該構(gòu)件實(shí)際服役時(shí)的工作狀態(tài)，結(jié)合相關(guān)學(xué)者的研究工作[15]，對(duì)復(fù)雜的熱循環(huán)過(guò)程進(jìn)行簡(jiǎn)化，采用時(shí)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(xiàn)作為邊界條件，施加在層板雙層結(jié)構(gòu)的內(nèi)、外壁，模擬服役熱沖擊過(guò)程，循環(huán)總共施加9 次.同時(shí)，對(duì)圖1 中層板結(jié)構(gòu)①側(cè)的外表面施加沿z軸負(fù)方向500 kPa 的氣壓，模擬實(shí)際工作時(shí)所承受的氣壓載荷[15].

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

以焊接過(guò)程模擬結(jié)果為服役前初始條件，利用有限元軟件熱/結(jié)構(gòu)分析進(jìn)行計(jì)算，為了保證模型計(jì)算結(jié)果收斂，兼顧邊界條件與實(shí)際情況相符，在層板結(jié)構(gòu)②的外側(cè)施加了z方向的位移約束.

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 激光焊過(guò)程模擬

圖3 為焊接過(guò)程的瞬態(tài)溫度場(chǎng)分布，以母材的液相線(xiàn)溫度作為熔池邊緣，以此觀(guān)察焊接過(guò)程中熔池形貌.由于激光焊焊接速度快，溫度場(chǎng)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(shí)心板材部位，熱影響區(qū)小，焊接過(guò)程溫度場(chǎng)穩(wěn)定.

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

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

圖4 焊縫實(shí)際截面與模擬結(jié)果對(duì)比Fig. 4 Comparison of actual weld section and simulation resultsy

焊后等效Mises 應(yīng)力分布云圖如圖5 所示，激光焊熱源集中，焊后殘余應(yīng)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(yīng)力分布云圖Fig. 5 Equivalent Mises stress distribution after welding

測(cè)量了焊縫附近2 mm 區(qū)域的橫向收縮變形，并與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，測(cè)點(diǎn)分布在圖5 中標(biāo)明.模擬結(jié)果與實(shí)際測(cè)量結(jié)果對(duì)比圖如圖6 所示.實(shí)際測(cè)量結(jié)果與模擬結(jié)果相近，絕對(duì)誤差值小于0.1 mm，各個(gè)測(cè)點(diǎn)平均相對(duì)誤差為6.8%.

圖6 焊縫周邊橫向變形結(jié)果對(duì)比Fig. 6 Comparison of transverse deformation around weld

2.2 服役過(guò)程模擬

圖7 為層板結(jié)構(gòu)服役過(guò)程焊縫區(qū)域溫度變化.焊縫區(qū)域受熱均勻，各個(gè)點(diǎn)溫度在同一時(shí)間基本相同.初始階段溫度波動(dòng)上升，在經(jīng)歷三個(gè)起伏后開(kāi)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(jié)構(gòu)服役過(guò)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(guò)程中焊縫中心橫向各個(gè)區(qū)域溫度變化.在經(jīng)歷三個(gè)溫度起伏后，各點(diǎn)溫度開(kāi)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(cè)的層板孔道區(qū)域.層板孔道區(qū)域因結(jié)構(gòu)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(dá)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(yīng)力、熱應(yīng)變幅.

圖8 服役過(guò)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(guò)程中焊縫區(qū)域等效應(yīng)力變化趨勢(shì)如圖9 所示，初始狀態(tài)的應(yīng)力值為焊接殘余應(yīng)力.隨著溫度升高，塑性變形釋放，應(yīng)力值出現(xiàn)下降，222 s后層板焊縫的等效應(yīng)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(yīng)力分布Fig. 9 Equivalent stress distribution in weld area

在距起焊點(diǎn)40 mm 與340 mm 處，應(yīng)力變化趨勢(shì)與焊縫中心區(qū)域明顯不同，結(jié)合圖1 可知，兩區(qū)域靠近層板孔道結(jié)構(gòu)邊緣.孔道區(qū)域與板材的溫差導(dǎo)致焊縫區(qū)域熱應(yīng)力不均勻.

圖10 為焊縫中心橫向區(qū)域等效應(yīng)力變化趨勢(shì).可見(jiàn)激光焊接過(guò)程的殘余應(yīng)力對(duì)孔道區(qū)域服役過(guò)程的影響較小，可以認(rèn)為該焊接方法能夠較好的滿(mǎn)足實(shí)際工程需求.距離焊縫中心25 mm 與125 mm處等效應(yīng)力變化趨勢(shì)區(qū)別于其它區(qū)域，均是周邊區(qū)域熱循環(huán)不同導(dǎo)致.222 s 后等效應(yīng)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(yīng)力達(dá)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(guò)程中應(yīng)力值較焊縫區(qū)域大，幅值為焊縫區(qū)域的1.6 倍，為計(jì)算熱疲勞壽命時(shí)應(yīng)著重考慮的區(qū)域.

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

3 層板結(jié)構(gòu)熱疲勞壽命估算

3.1 疲勞壽命預(yù)測(cè)模型

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

塑性應(yīng)變幅與疲勞壽命的關(guān)系可表示為

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

式(4)是在R=-1 的情況下得到的，對(duì)于非對(duì)稱(chēng)的應(yīng)變循環(huán)，應(yīng)使用考慮平均應(yīng)力修正的Morrow 平均應(yīng)力公式，即

式中：σm為平均應(yīng)力.

3.2 熱疲勞壽命評(píng)估

根據(jù)服役過(guò)程中溫度、應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果，選取a～f6 個(gè)點(diǎn)進(jìn)行熱疲勞壽命計(jì)算，點(diǎn)的位置在圖1中標(biāo)明.其中，點(diǎn)a位于孔道區(qū)域邊緣的焊縫上；點(diǎn)b位于焊縫中心區(qū)域；點(diǎn)c位于孔道區(qū)域邊緣(靠近焊縫，不在孔道區(qū)域)；點(diǎn)d位于孔道區(qū)域邊緣(靠近焊縫，位于孔道區(qū)域)；點(diǎn)e位于孔道區(qū)域服役過(guò)程熱應(yīng)力最大值點(diǎn)；點(diǎn)f位于孔道區(qū)域邊緣，屬于最安全區(qū)域(遠(yuǎn)離焊縫，不在孔道區(qū)域).選取服役過(guò)程中溫度的循環(huán)平均值(1 100 ℃)計(jì)算材料的疲勞參數(shù).預(yù)測(cè)疲勞壽命所需參數(shù)采用改進(jìn)后的四點(diǎn)法進(jìn)行估算[18]

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

將材料參數(shù)帶入式(6)～ 式(9)進(jìn)行計(jì)算，可得：b=-0.126，c=-0.558，=200.65 MPa，=0.902.

最終疲勞壽命的計(jì)算結(jié)果為，點(diǎn)a836 次；點(diǎn)b529 次；點(diǎn)c1 206 次；點(diǎn)d67 次；點(diǎn)e74 次；點(diǎn)f2 276次.所選點(diǎn)越靠近焊縫，熱疲勞壽命越低.服役過(guò)程中最易產(chǎn)生失效的位置為熱應(yīng)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(duì)應(yīng)圖10 中距焊縫中心50～ 100 mm 區(qū)域.

4 結(jié)論

(1) 層板結(jié)構(gòu)激光焊殘余應(yīng)力主要集中在焊縫中心區(qū)域，對(duì)層板孔道區(qū)域的服役壽命影響較小.

(2) 服役過(guò)程中層板孔道及其周邊區(qū)域熱應(yīng)力幅值約為焊縫區(qū)域的1.6 倍，是該結(jié)構(gòu)的危險(xiǎn)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(yīng)力相對(duì)于結(jié)構(gòu)因素而言，對(duì)熱疲勞壽命影響較小，密排陣列孔柱結(jié)構(gòu)的孔道區(qū)域是實(shí)際工程應(yīng)用中重點(diǎn)關(guān)注位置.