直升機槳葉安裝螺栓根部斷裂分析與改進

辛志文 ， 毛永杰 ， 張韶佳

（1. 昌河飛機工業(yè)（集團）有限責任公司，江西 景德鎮(zhèn) 333000；2. 南昌航空大學 航空制造工程學院，南昌 330063）

0 引言

螺栓連接是機械結構中常用的連接方式。連接螺栓的壽命與強度直接影響機械結構的使用性能及安全性能[1-3]。直升機主槳轂工作時承受高周疲勞載荷，與槳葉連接處的固定螺栓主要受徑向離心力的影響。當該螺栓內部組織產生缺陷時容易發(fā)生斷裂，造成飛行安全事故[4-7]。

直升機在飛行1598 h18 min后進行例行檢查時發(fā)現(xiàn)，槳葉安裝螺栓開裂，如圖1所示。螺栓材料為18Cr2Ni4WA，熱處理工藝為淬火+回火，抗拉強度≥1180 MPa。螺栓表面鍍鎘，厚度為5～8 μm。螺栓加工過程為：下料-數(shù)車-退火軟化處理-磷化潤滑-螺栓頭冷擠壓-整體吹砂-半精車-劃鉆保險孔-無心磨-滾絲-分光-熱處理（淬火+回火）-磁粉檢測-鍍鎘鈍化-成檢。

圖1 槳葉安裝螺栓斷裂圖Fig.1 Blade installation bolt fracture diagram

在對直升機零部件失效分析方面，國內外已有部分研究。徐其航等[8]對直升機主槳轂頂蓋連接螺栓斷裂故障從宏觀及微觀角度進行分析，確定主槳轂頂蓋連接螺栓的斷裂性質為疲勞斷裂。熊鴻建等[9]通過對連接螺栓進行疲勞試驗，分析可知連接螺栓斷裂性質均為單向彎曲疲勞斷裂。Slager[10]對直升機主傳動螺旋錐齒輪斷裂進行一系列研究，發(fā)現(xiàn)化學腐蝕是其主要的失效原因。賈寶惠等[11]根據(jù)現(xiàn)役民用直升機的使用特點，建立了一個三層三級的EDR 指標評級模型，為直升機金屬結構維修間隔評估提供工程依據(jù)。付雷[12]分析了高強度鋼在塑性變形后對氫致裂紋的敏感性，發(fā)現(xiàn)相同的充氫電流密度條件下，發(fā)生塑性變形的試樣拉斷后脆性斷裂區(qū)所占斷口比例較未變形的試樣低。

本研究通過宏觀微觀分析、斷口特征分析、硬度檢測、化學分析等手段，分析槳葉安裝螺栓斷裂性質，確定槳葉安裝螺栓斷裂的原因，并根據(jù)斷裂原因提出改進措施。該故障實例驗證了塑性變形對零件氫損傷行為的影響，本研究以期提高槳葉安裝螺栓的使用性能及壽命，保證飛行過程中的安全性。

1 試驗過程與結果

1.1 宏觀觀察

槳葉安裝螺栓整體形貌見圖2。由圖中可以看出，螺栓斷裂位置位于螺栓頭部與光桿轉角根部，且螺栓頭部均存在一條或多條徑向裂紋，徑向裂紋與轉角根部的橫向裂紋連通。從分解后的螺栓形貌可以看出其徑向裂紋已打開，并制備了螺栓頭部斷口縱截面試樣。

圖2 槳葉安裝螺栓整體形貌Fig.2 Overall morphology of blade installation bolts

槳葉安裝螺栓斷口宏觀形貌見圖3。可見，主斷口較粗糙，存在較大高差，斷面基本與螺栓軸向垂直，斷面四周呈灰黃色，心部存在棕紅色銹跡和銀灰色疲勞擴展斷面；徑向斷口的擴展棱線方向顯示其是由主斷口側向外擴展，即由主斷口發(fā)展產生。

圖3 槳葉安裝螺栓斷口宏觀形貌Fig.3 Macroscopic morphology of fracture section of blade installation bolt fracture

1.2 斷口微觀觀察

將斷裂的螺栓斷口用超聲清洗后置于掃描電鏡下觀察。槳葉安裝螺栓斷口形貌見圖4。根據(jù)斷口擴展棱線（圖4a中紅色箭頭）的方向可知，斷裂至少由3處起源并向內擴展，起源處均接近于螺栓表面。斷口源區(qū)及擴展區(qū)均為沿晶斷裂特征，斷面局部存在絮狀覆蓋物，局部較干凈區(qū)域可見撕裂棱特征（圖4b、圖4c）。另外，局部斷面存在大量沿晶分布的二次裂紋，能譜分析可見斷面存在較多Cd元素，局部近表面斷面的Cd元素含量高達45%（表1）。

表1 槳葉安裝螺栓主斷口能譜分析（質量分數(shù) /%）Table 1 Energy spectrum analysis of the main fracture surface of blade installation bolts (mass fraction /%)

圖4 槳葉安裝螺栓主斷口微觀形貌Fig.4 Microscopic morphology of the main fracture surface of blade installation bolt

徑向斷口微觀形貌見圖5。整體可見由螺栓主斷口向邊緣擴展特征，靠近主斷口側的斷面相對于靠近邊緣斷口存在較多覆蓋物，均說明徑向裂紋為后擴展形成。斷面整體為沿晶特征。

圖5 槳葉安裝螺栓徑向斷口微觀形貌Fig.5 Microscopic morphology of radial fracture of blade installation bolts

1.3 金相組織觀察

對槳葉安裝螺栓頭部斷口截面組織進行觀察，內部可見大量開裂現(xiàn)象。根據(jù)裂紋路徑的收斂方向，推側裂紋由一側表面起源，沿徑向多路徑擴展（圖6）。

圖6 槳葉安裝螺栓斷口截面低倍形貌Fig.6 Macroscopic morphology of fracture section of blade installation bolt

源區(qū)附近組織見圖7，斷面附近存在較多平行斷面的沿晶裂紋，裂紋存在沿晶分叉現(xiàn)象；心部存在斜面，其附近存在平行斷面的裂紋，裂紋為穿晶特征（圖8）。各部位組織均為回火索氏體組織，未見明顯異常。

圖7 近表面處組織和開裂特征Fig.7 Microstructure and cracking characteristics near the surface

圖8 心部裂紋特征Fig.8 Features of cracks in the central part

零件表面的鍍層厚度會在一定程度上影響氫原子的滲入。為了排除該因素對故障的影響，在螺栓頭外表面檢測鍍層厚度，結果為9 μm（圖9）。該螺栓鍍鎘厚度要求為5～8 μm，檢測結果略高于技術要求。

圖9 鍍層厚度檢測Fig.9 Coating thickness detection

1.4 硬度及氫含量的檢測

在金相試樣上測試維氏硬度，結果見表2。結果顯示，硬度平均值為HV 387，通過GB/T 1172—1999《黑色金屬硬度及強度換算值》將維氏硬度換算為抗拉強度，換算結果為1245～1258 MPa，強度滿足技術要求，但明顯偏高。

表2 維氏硬度測試結果Table 2 Results of Vickers hardness test

在槳葉安裝螺栓螺紋段中間部位取試樣，檢測氫含量，檢測結果氫的質量分數(shù)為1×10-6。

1.5 熱處理有限元分析

為了驗證槳葉安裝螺栓在進行熱處理后是否會在斷裂處（螺栓頭根部）產生較大的殘余應力，采用SYSWELD熱處理仿真分析系統(tǒng)對零件熱處理工藝進行仿真。根據(jù)螺栓的熱處理工藝“（650～700） ℃保溫（35～75）min+（850～860） ℃保溫（35～75）min+油淬+（460～510） ℃保溫（180±45）min油冷”開展螺栓淬火+回火熱處理后的應力分析。

回火后不同應力狀態(tài)分布見圖10。由等效應力云圖可知，螺栓外表面應力水平較高，約為155～170 MPa；圓周方向應力云圖顯示，螺栓頭部及附近光桿部位處于拉應力狀態(tài)，應力達到160 MPa；軸向應力云圖顯示，螺栓頭部及附近光桿部位處于拉應力狀態(tài)，應力為100～150 MPa。對比轉角和光桿部位的各類應力水平，可知轉角部位略低于光桿部位。

圖10 回火后不同狀態(tài)應力分布情況Fig.10 Stress distribution in different states after tempering

2 分析與討論

經觀察可知，槳葉安裝螺栓宏觀斷面較粗糙，邊緣存在富Cd覆蓋物，斷面整體為沿晶斷裂特征，有沿晶開裂的二次裂紋，晶界面可見撕裂棱特征。斷面大部分區(qū)域可檢出較高含量的Cd元素，分析認為該螺栓為氫致斷裂。基于螺栓斷面存在大量Cd元素的現(xiàn)象，可判斷螺栓開裂應發(fā)生于鍍鎘過程中或鍍鎘之前。

若在鍍鎘之前即發(fā)生沿晶開裂，可能與螺栓材料或工藝過程有關。材料發(fā)生沿晶開裂一般由氫脆引起，通過對螺栓氫含量測試可知，螺栓內部氫的質量分數(shù)為1×10-6，氫含量不高且零件不受外力，即螺栓在鍍鎘之前由材料本身發(fā)生沿晶開裂的可能性較小。在螺栓工藝流程中，磷化、沖壓和熱處理是需要關注的3個關鍵過程。其中，磷化存在引入氫的可能，但此時材料處于退火狀態(tài)，氫脆敏感性不強，后續(xù)晶粒淬火+回火過程會消除磷化引入的氫，故磷化過程引起沿晶開裂的可能性不大；在沖壓過程中，螺栓頭部受到較大應力作用，此時材料處于退火態(tài)且室溫環(huán)境中，若該工藝下螺栓發(fā)生開裂，裂紋應為穿晶斷裂特征，與故障觀察到的斷裂特征不一致，即此過程發(fā)生沿晶開裂的情況幾乎為零；在淬火+回火的熱處理過程中，產生的沿晶裂紋為淬火裂紋，淬火裂紋一般與材料淬透性和冷卻速率有關。18Cr2Ni4WA淬透性較好，且螺栓尺寸較小，冷卻速率也較小，產生淬火裂紋的可能性較小。綜上，鍍鎘之前螺栓發(fā)生沿晶開裂的可能性較小。

2.1 螺栓表面處理工藝分析

鍍鎘過程中發(fā)生沿晶開裂是一種典型的氫脆開裂現(xiàn)象，可從2個方面分析，即殘余應力和鍍鎘工藝中引入氫。

在電鍍過程中，工件作為陰極，在沉積鍍層的同時不可避免會析出氫，一般需要通過控制電鍍工藝參數(shù)控制氫的析出量，避免氫原子進入金屬基體而在晶界處聚合成H2，造成沿晶開裂現(xiàn)象。氫原子的析出不僅向內部擴散，也會向外部擴散，而轉角部位的結構特性會引起氫向材料內部擴散的可能性高于光桿部位。本故障螺栓中存在大量一次沿晶裂紋及二次沿晶裂紋，表明進入材料內部的氫含量較高，螺栓開裂可能與電鍍工藝有關。檢測螺栓頭部鍍層厚度為9 μm，略高于技術要求（5～8 μm），進一步說明電鍍工藝需要進一步加強控制。另外，材料組織、硬度檢測結果均未見明顯異常。

綜上，分析認為螺栓氫致開裂現(xiàn)象應在鍍鎘過程中發(fā)生，且與電鍍工藝有關。

2.2 螺栓根部R區(qū)成形工藝分析

按照零件加工工藝流程，其根部R區(qū)成形主要有2個步驟。首先是冷擠壓成形R區(qū)初形，然后是無心磨削R區(qū)。

1）冷擠壓成形。

槳葉安裝螺栓毛坯及冷擠壓成形模具如圖11所示。毛坯A、B面作為主承力面（分別對應頂桿上端面和下墊圈上端面）相互平行，并與擠壓方向垂直，同時通過支撐底座的內孔對螺栓毛坯C區(qū)進行定位，單面定位間隙為0.051～0.105 mm。

圖11 槳葉安裝螺栓毛坯及冷擠壓成形模具示意圖Fig.11 Schematic diagram of blade installation bolt blank and cold extrusion forming mold

擠壓前，將軟化和潤滑處理后的擠壓毛坯放入下墊圈和支撐底座內孔中進行定位；擠壓過程中，擠壓力由擠壓凹模傳遞給擠壓毛坯，并通過擠壓毛坯桿部下端A面和凸肩B面同時分別傳給凸模上的頂桿和下墊圈上，實現(xiàn)約束；成形后，由頂桿頂出成形零件。

螺栓頭冷擠壓過程為局部擠壓成形，在擠壓過程中，僅螺栓頭部局部受力發(fā)生塑性變形，毛坯受力不均勻。擠壓力作用于螺栓頭位置，強迫材料發(fā)生流動，毛坯肩部受到擠壓力，材料流動方向受到剪切抗力，毛坯肩部材料塑性變形嚴重，加工硬化現(xiàn)象明顯，最終導致在螺栓肩部R區(qū)形成應力集中區(qū)。采用DEFORM仿真軟件進行分析，應力分布模擬結果如圖12所示。

強化監(jiān)督管理立法層次，對優(yōu)化監(jiān)督機制有著積極促進作用。首先應當加強財政稅法制管理，營造良好的稅收監(jiān)督氛圍。我國稅收監(jiān)督管理工作，歸屬于行為范疇；對此，從行為管理角度出發(fā)，以戰(zhàn)略發(fā)展層次，加強立法機制建設尤為關鍵。其次加強稅收內部監(jiān)督，形成財政全過程管理機制，將事后管理過渡到事前管理，促使監(jiān)督主客體的行為，與稅收管理要求一致。最后加強稅收部門有效配合，共同推動監(jiān)督管理工作有效落實。尤其是政府，應加強財務稅收工作研究，根據(jù)監(jiān)督管理規(guī)定，展開各項財務稅收工作，確保財政監(jiān)督管理的實效性。根據(jù)監(jiān)督機制形勢展開各項管理工作，促使財政部門協(xié)調發(fā)展，進一步完善與有效落實監(jiān)督機制。

圖12 應力分布模擬結果Fig.12 Simulation results of stress distribution

從圖12中可以看出，螺栓在冷擠壓后位于十二角帶法蘭面與根部之間區(qū)域的等效應力較其他處高，最大等效應力位于螺栓頭中心處，應力為777 MPa。當零件受沖壓力作用后發(fā)生塑性變形，零件內部塑性變形程度小于螺栓頭外表面，螺栓頭成形后呈現(xiàn)出外壓內拉的應力分布形式，即零件靠近外表面區(qū)域受壓應力作用，而心部受拉應力作用，拉應力沿軸向最大值可達766 MPa，當零件在該方向上受力超過該值時發(fā)生失效。同時，由向量圖也能夠看出零件在變形過程中位于螺栓頭心部處材料沿2個不同方向流動，越靠近心部，流動速度越小。

在擠壓過程中，擠壓凹模受到向外的擠壓抗力，下墊圈受沖壓力作用。在模具設計中，下墊圈為加工過程中的消耗品，其作用是防止擠壓凸模斷裂。在實際加工過程中，下墊圈只有幾十件的加工壽命，由于下墊圈破裂有一個發(fā)展的過程，如在失效的進程中（未完全失效狀態(tài)下）進行擠壓成形，會造成R區(qū)應力分布不均衡。

冷擠壓成形后，螺栓根部R區(qū)具有較大的殘余應力。當模具下墊圈破裂，會導致破裂處對應的R區(qū)位置發(fā)生應力集中，這是導致后期發(fā)生氫致裂紋的一個主要因素。經查HB/Z 136《航空結構鋼熱處理工藝》，為消除冷鐓后顯微組織的不均勻性，改善組織及切削加工性能，可以進行正火、正火+高溫回火、完全退火或等溫退火等工藝過程，而本故障螺栓的工藝流程中未設置此工序。

2）無心磨削。

槳葉安裝螺栓的螺栓頭與光桿轉接圓弧區(qū)（即根部R區(qū)）采用無心磨成形，螺栓根部R1.5 mm由成型砂輪保證，如圖13所示。

圖13 無心磨加工原理示意圖Fig.13 Schematic diagram of centerless grinding principle

無心磨砂輪種類為白剛玉，適合磨削淬硬鋼，按照機械制造手冊，磨削工序應安排在淬火+回火后進行。槳葉安裝螺栓磨削工序安排在退火軟化狀態(tài)下進行，此時被加工材料硬度低、塑性高，磨削性能較差，磨削時易產生粘附現(xiàn)象以及砂輪堵塞鈍化，不易獲得良好的表面質量，甚至產生劃痕，如圖14所示。

圖14 無心磨根部R區(qū)形貌Fig.14 Morphology of R zone at the root of centerless grinding

由于該螺栓材料的缺口敏感性低，磨削即使出現(xiàn)劃痕，也不會直接引起淬火、鍍鎘過程中的開裂。若劃痕處有較高的殘余應力，在后續(xù)的熱處理過程中，殘余應力結合淬火應力有可能高出材料的組織強度，引起顯微裂紋，由于裂紋被金屬粘附掩蓋，結果導致后續(xù)產生的缺陷未能被及時發(fā)現(xiàn)。在電鍍鎘過程中顯微裂紋進一步引發(fā)氫致裂紋。

綜上所述，冷擠壓過程造成螺栓根部R區(qū)局部應力集中，螺栓根部磨削加工造成R區(qū)表面存在缺陷。這些因素是直接導致鍍鎘過程中發(fā)生氫致裂紋的主要原因。

3 改進措施

針對此次槳葉安裝螺栓斷裂故障，結合分析結果，提出以下改進措施：

1）冷擠壓后增加去應力正火工序。為消除冷擠壓成形后的殘余應力，針對18Cr2Ni4WA材料特性，在冷擠壓成形工序后，增加950 ℃正火+（650～680 ℃）高溫回火工藝，細化晶粒，并使組織均勻化，改善內部應力狀態(tài)及切削性能，避免殘余應力對后續(xù)加工的不良影響。

2）調整熱處理（淬火+回火）及磁粉檢測工序。由于槳葉安裝螺栓在完全退火狀態(tài)下材料硬度很低，磨削時易產生磨削劃痕和金屬粘附的現(xiàn)象。因此，通過調整工序順序將熱處理（淬火+回火）調整到磨削前進行，能夠避免槳葉安裝螺栓產生磨削劃痕和金屬粘附的問題。此外，GJB 2028A—2019《磁粉檢測》中“帶鍍層制件的磁粉檢測順序”要求，當零件抗拉強度σb＞1080 MPa且鍍層厚度≤0.02 mm時，需在電鍍后安排磁粉檢測工序。槳葉安裝螺栓抗拉強度σb≥1180 MPa且鍍層厚度為5～8 μm，其磁粉檢測工序安排在電鍍鎘工序前進行不符合GJB 2028A—2019要求，需將該工序調整至電鍍鎘后進行。

3）增加冷擠壓模具控制措施。為了降低或避免冷擠壓過程中因模具下墊圈失效繼續(xù)擠壓造成的應力不均衡，增加冷擠壓成形模具的控制要求，即明確1件模具下墊圈擠壓零件不超過40件，嚴格控制模具下墊圈使用次數(shù)。同時，加強螺栓表面狀態(tài)檢查，檢查R區(qū)不允許存在由下墊圈裂紋引起的局部線狀凸起。

4 結論

1）槳葉安裝螺栓根部斷裂為沿晶脆性斷裂。斷裂原因為：冷擠壓成型產生的塑性變形對高強鋼18Cr2Ni4WA造成材料損傷，激發(fā)了電鍍鎘過程中的氫損傷行為；同時不合理的工序流程設計與根部R成形方式（無心磨）給R區(qū)表面造成初始劃傷加劇了應力集中效應，最終導致零件疲勞斷裂。

2）建議對零件冷擠壓成形模具增加控制措施、在冷擠壓工序后增加去應力正火工序。同時，將熱處理（淬火+回火）調整到無心磨之前、磁粉檢測工序調整至電鍍鎘后進行能夠有效防止故障再次發(fā)生。