費(fèi)恒孝 謝季佳,1) 范學(xué)軍 武曉雷

?(中國科學(xué)院力學(xué)研究所非線性力學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100190)?(中國科學(xué)院力學(xué)研究所高溫氣動(dòng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100190)

??(中國科學(xué)院大學(xué)工程科學(xué)學(xué)院，北京100049)

金屬管線高溫環(huán)境下的斷裂失效分析

費(fèi)恒孝?,??謝季佳?,??,1)范學(xué)軍?,??武曉雷?,??

?(中國科學(xué)院力學(xué)研究所非線性力學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100190)
?(中國科學(xué)院力學(xué)研究所高溫氣動(dòng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100190)

??(中國科學(xué)院大學(xué)工程科學(xué)學(xué)院，北京100049)

超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室試驗(yàn)臺(tái)配置了大量金屬管線，煤油作為燃料和冷卻介質(zhì)在其中輸運(yùn)，在實(shí)驗(yàn)過程中發(fā)生管線早期斷裂失效，對此開展了分析。首先利用三維體視顯微鏡與掃描電鏡進(jìn)行了斷口觀察與分析，表明管線的開裂起源于焊縫根部，具有典型的多源起源特征；裂紋源區(qū)具有藍(lán)色半圓形特征，表明存在焊接裂紋。同時(shí)，斷口呈現(xiàn)明顯的疲勞輝紋，間距為亞微米量級。根據(jù)輝紋間距與管材壁厚以及使用壽命分析，確定了疲勞載荷的頻率范圍；根據(jù)理論公式與有限元模態(tài)分析對管線的自振頻率進(jìn)行了估算，其結(jié)果與斷口分析的結(jié)果吻合良好。以上研究結(jié)果表明管線斷裂是典型的振動(dòng)疲勞失效導(dǎo)致的。為此，建議在管線中部增加固定點(diǎn)約束，改變管線的自振頻率以降低振幅，并改進(jìn)焊接工藝，提高管線焊接質(zhì)量。基于以上措施，有效解決了管線的早期斷裂失效問題。

金屬管，斷口分析，疲勞輝紋，振動(dòng)疲勞，焊縫

某超燃發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室試驗(yàn)臺(tái)采用預(yù)加熱的煤油為工作介質(zhì)，煤油溫度約600°C，通過金屬管輸送進(jìn)入燃燒室，圖1為實(shí)驗(yàn)臺(tái)的現(xiàn)場局部照片，圖2為實(shí)驗(yàn)臺(tái)與輸油管線安裝示意圖.金屬管水平長度約1050mm，彎折90°后焊接在燃燒室側(cè)板上，立管長度約120mm.實(shí)驗(yàn)過程中燃燒室點(diǎn)火約100s后，多根輸油管在金屬管與發(fā)動(dòng)機(jī)的連接位置發(fā)生斷裂。初步分析認(rèn)為，輸油管材料為304不銹鋼，高溫可能導(dǎo)致金屬管軟化使其發(fā)生斷裂失效.將管線更換成3128高溫合金后，工作100s仍然發(fā)生斷裂失效.為此，開展了深入的失效分析以確定失效原因.

圖1 燃燒實(shí)驗(yàn)臺(tái)現(xiàn)場照片

圖2 金屬管線安裝示意圖

1 失效斷口的低倍放大觀察與分析

圖3為3128金屬管斷口宏觀照片與焊接示意圖，高溫合金管內(nèi)徑7mm，外徑10mm.斷裂發(fā)生在金屬管與燃燒室側(cè)板的焊縫熔合線位置.

圖3

1.1 低倍放大觀察與分析

如圖3(a)所示，金屬管形貌不存在明顯的塑性變形特征.斷裂發(fā)生在焊縫附近，斷面基本與管軸方向垂直.在金屬管表面，觀察到存在擠壓擦痕，這是由于在焊接過程中金屬管無法準(zhǔn)確對齊，采用鉗子夾持強(qiáng)制對齊進(jìn)行焊接操作.顯然，這種擠壓痕以及對齊所造成的焊接預(yù)應(yīng)力將對管材的焊接質(zhì)量產(chǎn)生不良影響.在斷裂面附近存在發(fā)藍(lán)區(qū)域，由于在斷口上沒有觀察到明顯顏色變化，判斷是在焊接過程中造成而不是在實(shí)驗(yàn)過程中造成.實(shí)驗(yàn)過程中管子的溫度保持在600°C，但工作時(shí)間只有100s左右，不足以使3128鎳基高溫合金產(chǎn)生明顯的氧化色.這一點(diǎn)可以從遠(yuǎn)離焊縫的擠壓痕跡的顏色看出來.

3128合金管斷口的局部放大圖如圖4所示，可以觀察到以下特征：(1)斷口參差不齊，有多個(gè)斷裂臺(tái)階；(2)斷口處沒有明顯塑性變形，管壁厚度沒有明顯變化；(3)裂紋起源于管壁外表面，源區(qū)呈現(xiàn)藍(lán)色月牙狀燒蝕痕跡；(4)外表面的裂紋沿表面擠壓痕方向擴(kuò)展.

根據(jù)航空材料手冊[1]，3128屬于鎳基變形高溫合金，具有高的塑性.而圖4的低倍放大圖片卻表明具有脆性斷裂的特征，因此需要在更高倍放大倍數(shù)下進(jìn)行斷口分析，以確定其斷裂的物理機(jī)制.對于圖4(c)斷口上觀察到的藍(lán)色月牙狀燒蝕痕跡，判斷其應(yīng)為焊接過程中產(chǎn)生的焊接缺陷[2].由于焊接過程中強(qiáng)行對齊焊接位置而存在著預(yù)應(yīng)力，加上焊接本身的熱應(yīng)力，最終導(dǎo)致在焊接過程中材料發(fā)生開裂.正是由于這種初始裂紋的存在，增加了金屬管脆性斷裂的可能性[3].

圖4 3128高溫合金管斷口低倍放大照片

1.2 掃描電鏡斷口分析

為了進(jìn)一步揭示金屬管斷裂的微觀機(jī)理，利用掃描電鏡對3128高溫合金管斷口進(jìn)行了斷口分析.圖5(a)～圖5(d)為3128高溫合金管逐級放大后觀察的結(jié)果，可見裂紋起源于管壁外表面燒蝕位置，向內(nèi)表面擴(kuò)展.在較高放大倍數(shù)下斷口上可觀察到明顯的疲勞條帶特征[3-4].

圖5 3128高溫合金管斷口掃描電鏡照片

綜合低倍放大觀察結(jié)果與掃描電鏡斷口形貌特征可以判斷，金屬管的斷裂為疲勞斷裂，裂紋起源于管壁外表面初始焊接裂紋，具有多源起源特征，并沿著焊接熔合線擴(kuò)展.

2 失效載荷分析

根據(jù)斷口分析結(jié)果，可知金屬管的斷裂具有典型的疲勞斷裂特征，表明實(shí)驗(yàn)過程中存在著交變載荷.由于油管中油壓不存在壓力脈動(dòng)，則可能的原因是在燃燒過程中引發(fā)了輸油管的結(jié)構(gòu)共振.如果疲勞載荷是由于結(jié)構(gòu)共振所引起，則疲勞載荷的頻率應(yīng)該接近輸油管的自振頻率[5].

在掃描電鏡照片上可以清晰地對疲勞條帶進(jìn)行測量，每一條疲勞條帶對應(yīng)一次疲勞加載[3]，從而估算出總的疲勞加載周次.又由于最終斷裂時(shí)間均發(fā)生在實(shí)驗(yàn)開始后100s左右，因此可以估算出疲勞載荷的頻率.

如圖6所示，估算方法如下：

(1)沿裂紋擴(kuò)展方向測量L長度內(nèi)疲勞條帶數(shù)量N，可得疲勞條帶的分布密度為N/L；

(2)估算管壁厚度T對應(yīng)的總條帶數(shù)NT=NT/L，這里壁厚T=1.5mm；

(3)根據(jù)實(shí)驗(yàn)工作時(shí)間t估算疲勞載荷的頻率f=NT/t,這里工作時(shí)間t=100s.

圖6 根據(jù)斷口測量疲勞條帶密度示意圖

表1為3128高溫合金斷口的疲勞條帶測量結(jié)果，測量位置分別取裂紋源區(qū)附近、1/2壁厚位置以及靠近內(nèi)壁面的位置，結(jié)果表明疲勞載荷頻率約為30～100Hz.

表1 3128高溫合金斷口的疲勞條帶測量結(jié)果與載荷頻率估算

需要指出以上分析方法假定了疲勞條帶的間距是基本不變的，且疲勞載荷的頻率也不會(huì)隨裂紋擴(kuò)展而變.實(shí)際上，如表1所示，在裂紋源區(qū)附近，疲勞條帶間距較小，而隨著裂紋擴(kuò)展，其間距逐漸增加.隨著裂紋的擴(kuò)展，整個(gè)金屬管的剛度將變小，理論上其振動(dòng)頻率也將變小.因此，以上的分析結(jié)果存在一定偏差，但作為量級估算是可行的.

3 結(jié)構(gòu)自振頻率的計(jì)算模擬

對于輸油管的結(jié)構(gòu)，可利用梁的振動(dòng)理論進(jìn)行頻率的估算，也可以通過有限元軟件進(jìn)行模態(tài)分析以確定其自振頻率范圍.

3.1 固有頻率的理論解(簡化模型)

根據(jù)振動(dòng)力學(xué)[6]理論分析,等截面梁彎曲振動(dòng)固有角頻率的公式如下

這里ωi為梁的第i階彎曲振動(dòng)的角頻率，E為材料的楊氏模量，I為梁的截面慣性矩，ρl為梁的線密度，l為梁的跨距.根據(jù)金屬圓管的外徑D與內(nèi)徑d，可以計(jì)算等截面金屬圓管的截面慣性矩[7].進(jìn)而推出金屬圓管的各階自振頻率γ為

利用式(2)對3128高溫合金管進(jìn)行了前3階自振頻率估算，材料的楊氏模量E、密度ρ均取自航空材料手冊[1].

圖7給出了3128高溫合金管固有頻率隨管體長度的變化曲線，可以看出在600°C工作環(huán)境簡支邊界條件或固支邊界條件下，1.0～1.2m長的 3128高溫合金管前二階的固有頻率在15～125Hz范圍內(nèi).由于真實(shí)的彎管結(jié)構(gòu)的邊界約束條件比簡支要強(qiáng)而比兩端固支要弱，因此真實(shí)值應(yīng)該在簡支與固支的估算值之間.顯然，這些值與根據(jù)疲勞條帶數(shù)估計(jì)的疲勞載荷頻率范圍基本吻合.

圖7 3128高溫合金管自振頻率隨管長的變化曲線

3.2 結(jié)構(gòu)有限元模態(tài)分析

為了進(jìn)一步獲得彎管結(jié)構(gòu)的自振頻率，并分析載荷的分布，利用ABAQUS6.0有限元軟件進(jìn)行了輸油管的模態(tài)分析[8].對應(yīng)的材料參數(shù)與模型幾何尺寸及邊界條件如表2所示.

模擬給出了 3128高溫合金管前四階的自振頻率如表3所示.可見有限元的前幾階自振頻率與斷口分析的頻率范圍是吻合的.一階、三階對應(yīng)的是橫管水平振動(dòng)時(shí)的一階、二階彎曲振型，二階、四階對應(yīng)的是橫管垂直振動(dòng)時(shí)的一階、二階彎曲振型.如前面所述，有限元分析結(jié)果在簡支邊界條件的理論解與固支邊界條件的理論解之間.

表2 模態(tài)分析所采用的材料參數(shù)與幾何尺寸列表

表3 有限元模擬給出的3128金屬管前四階自振頻率列表

根據(jù)圖8所示的前四階振型可見，對于一階、三階振動(dòng)，最大Mises應(yīng)力出現(xiàn)在立管與側(cè)板的焊接位置以及橫管遠(yuǎn)端焊接位置，此時(shí)立管主要為扭轉(zhuǎn)載荷；對于二階、四階振動(dòng)，最大Mises應(yīng)力出現(xiàn)在金屬管彎曲位置與橫管遠(yuǎn)端焊接位置，此時(shí)載荷為彎曲載荷.可見當(dāng)自振發(fā)生時(shí)，危險(xiǎn)點(diǎn)可能存在于立管焊縫區(qū)、橫管焊縫區(qū)與彎管位置三處.由于實(shí)

圖8 3128金屬管的有限元分析前四階振型圖

際破壞均發(fā)生在立管焊縫區(qū)，可見立管的焊接缺陷起到了明顯的弱化作用.

4 結(jié)論與建議

經(jīng)過斷口分析與數(shù)值模擬，得出金屬管斷裂失效的分析結(jié)論如下：

(1)金屬管的斷口宏觀呈現(xiàn)脆性斷裂特征，裂紋從管壁外表面多源開裂，裂紋擴(kuò)展沿焊接熔合線進(jìn)行，斷口存在疲勞條帶形貌特征；

(2)金屬管斷裂的原因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)共振導(dǎo)致的疲勞破壞；

(3)立管焊接前表面局部存在損傷，焊縫存在焊接缺陷，導(dǎo)致疲勞破壞從焊縫區(qū)起源.

為解決這個(gè)問題，根據(jù)分析的結(jié)果，建議對較長的橫管加強(qiáng)橫向約束與阻尼，以提高其自振頻率，避免結(jié)構(gòu)共振，并降低振幅.安裝過程避免管材表面發(fā)生機(jī)械損傷并嚴(yán)格控制焊接質(zhì)量，避免焊接缺陷.采取以上措施后，問題得到了解決.

致謝感謝中國科學(xué)院力學(xué)研究所肖京華高級實(shí)驗(yàn)師在斷口取樣等過程中提供的幫助.

1 中國航空材料手冊.北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，1988

2 吳暉,杜忠民,敖慶章.船舶焊接缺陷類別、產(chǎn)生原因和防止措施.艦船電子工程，2009,29(4)：189-192

3 張棟,鐘培道,陶春虎.機(jī)械失效的實(shí)用分析.北京：國防工業(yè)出版社，1997

4 Hertzberg RW.Deformation and Fracture Mechanics of Engineering Materials(4th edn).New Jersey：John Wiley& Sons,1996

5 劉文光、陳國平，賀紅林等.結(jié)構(gòu)振動(dòng)疲勞研究綜述.工程設(shè)計(jì)學(xué)報(bào)，2012,19(1)：1-8

6 劉延柱，陳文良，陳立群.振動(dòng)力學(xué).北京：高等教育出版社，1998

7 孫訓(xùn)方，方孝淑，關(guān)來泰.材料力學(xué).北京：高等教育出版社，1998

8 莊茁，由小川等.基于ABAQUS的有限元分析和應(yīng)用.北京：清華大學(xué)出版社，2009

(責(zé)任編輯：劉希國)

FRACTURE AND FAILURE ANALYSIS OF METALLIC PIPES AT HIGH
TEMPERATURE

FEI Hengxiao?,??XIE Jijia?,??,1)FAN Xuejun?,??WU Xiaolei?,??
?(State Key Laboratory of Nonlinear Mechanics,Institute of Mechanics,Chinese Academy of Sciences,Beijing 100190,China)
?(State Key Laboratory of High Temperature Gas Dynamics,Institute of Mechanics,Chinese Academy of Sciences, Beijing 100190,China)
??(School of Engineering Science,University of Chinese Academy of Sciences,Beijing 100049,China)

During the combustion testing of the scramjet engine,early failure of pipes may occur,due to the presence of fractures followed by catching f i re of aviation kerosene in the pipes as the fuel and coolant.This paper investigates the failure mechanism of the pipes.First,the fractography is analyzed by using both the stereomicroscopy and the scanning electron microscopy.It is indicated that the cracks are initiated exactly at the root segment of the welding line of the pipe connections,as a classical multi-source origin type.Besides,a half-circle shape with blue color is visible in the initiation area,indicative of the welding cracks.Second,fatigue striations are observed on the fracture surface with the sub micron-sized interval.According to the striation interval,the pipe thickness and the experiment period,the frequency of the fatigue loading can be estimated, which is well in agreement with the natural vibration frequency estimated based on the elastic theory and the modal analysis.Finally,it is concluded that the failure is due to the vibration fatigue.Based on the analysismentioned above,a few f i x points are added in order to change the natural vibration frequency of the pipe and to reduce the vibration amplitude.The welding process is also improved to avoid initial damages.As a result, the early failure is ef f ectively avoided.

metallic pipe，fractography，fatigue striation，vibration fatigue，welding line

O327

A

10.6052/1000-0879-16-224

2016-07-04收到第1稿，2016-08-25收到修改稿.

1)E-mail：xiejj@lnm.imech.ac.cn

費(fèi)恒孝,謝季佳,范學(xué)軍等.金屬管線高溫環(huán)境下的斷裂失效分析.力學(xué)與實(shí)踐,2017,39(1)：30-34,55

Fei Hengxiao,Xie Jijia,Fan Xuejun,et al.Fracture and failure analysis of metallic pipes at high temperature.Mechanics in Engineering,2017,39(1)：30-34,55