謝納冰， 楊 娜， 瞿喜強， 張春燕， 王永興

(1.上海工程技術(shù)大學 機械與汽車工程學院， 上海 201620；2.東華大學 機械工程學院， 上海 201620； 3.恒天重工股份有限公司， 河南 鄭州 450001)

我國是全球最大的再生纖維素纖維生產(chǎn)國，其中黏膠纖維的年產(chǎn)量約為450萬t，占國內(nèi)再生纖維素纖維總量的93%以上[1]，并且仍處于迅速發(fā)展階段，黏膠纖維在紡織、軍事、環(huán)保、醫(yī)藥、建筑、生物科技等領(lǐng)域發(fā)揮著越來越重要的作用。

黃化機是制備黏膠纖維原液過程中最重要的單元機，外形龐大的攪拌軸是黃化機的核心部件，一般采用Q345鋼焊接而成。在攪拌黏膠原料時，攪拌軸要承受較大的交變扭矩載荷，運轉(zhuǎn)一定循環(huán)后，易在攪拌軸的主軸與支撐臂焊接熔合區(qū)出現(xiàn)裂紋，進而擴展成裂縫致使攪拌軸斷裂，降低其使用壽命。目前全球黃化機生產(chǎn)廠家主要集中在我國，攪拌軸因易出現(xiàn)疲勞裂縫故需對其不斷地進行焊接修補，這將導致攪拌軸提前失效，此問題成為了困擾生產(chǎn)企業(yè)的一大頑疾，引起相關(guān)領(lǐng)域的專家學者為此展開一系列研究。

孟曙光[2]詳細介紹了黃化機攪拌軸的加工工藝并對加工過程進行優(yōu)化，制定了較為完善的加工方案。針對攪拌軸的斷裂問題，呂瑞德等[3]對攪拌捏合翼失效原因進行分析并提出了修復方案。李家欣等[4]對黃化機攪拌軸疲勞斷裂后的焊接修復工藝進行研究，證實修復后的攪拌軸可以恢復到正常的使用狀態(tài)。針對用于攪拌軸的Q345鋼的焊接工藝研究較多，研究者們[5-7]重點探究了Q345鋼的焊接試驗方法、焊接頭各區(qū)域微觀組織及其力學性能。國內(nèi)外預測焊接鋼結(jié)構(gòu)疲勞壽命的研究方法主要有試驗法、有限元法、疲勞分析估算法、斷裂力學方法等[8]，其中較常用的是有限元法及估算法中的名義應力法和結(jié)構(gòu)應力法。我國涉及鋼材疲勞設(shè)計的最新規(guī)范是GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[9]，疲勞計算采用基于名義應力的容許應力幅法。員征文等[10]采用Verity法的結(jié)構(gòu)應力法對T形焊接接頭疲勞壽命進行預測。Wang等[11]基于線彈性斷裂力學的簡化疲勞壽命預測模型評估裂紋擴展行為。Ren等[12]對鋼板焊接接頭的應變分布進行研究，并將應變率作為疲勞失效準則來預測焊接接頭疲勞壽命。Wei等[13]提出一種新的缺口應力法來預測點焊接頭的疲勞壽命。以上方法對本研究具有指導和借鑒意義。

但縱觀目前的文獻報道，針對黃化機攪拌軸的研究并不多。這是由于黃化機攪拌軸主要應用在紡織生產(chǎn)領(lǐng)域，因焊接結(jié)構(gòu)、工藝不同，焊接質(zhì)量差異較大，且攪拌軸長期工作在含有易燃、易爆、有毒氣體的密閉空間內(nèi)，日常監(jiān)測非常不便，并且早期的微裂紋不易被察覺；在交變工作載荷作用下，微裂紋會在一定循環(huán)后快速擴展成裂縫，因此往往是在例行檢查，甚至是因攪拌軸變形較大發(fā)出剮蹭異響時才發(fā)現(xiàn)問題。目前針對黃化機攪拌軸的斷裂失效問題尚缺乏行之有效的定量分析和壽命估算方法。

針對某企業(yè)黃化機攪拌軸使用不到3年即失效返修，無法達到10年設(shè)計壽命這一實際情況，對黃化機攪拌軸普遍出現(xiàn)的焊接疲勞問題，提出一種缺陷分析和壽命估算的分析方程與具體操作方法，以期為工程實踐中分析和設(shè)計攪拌軸提供指導。

1 黃化機攪拌軸結(jié)構(gòu)及焊接工藝

1.1 攪拌軸結(jié)構(gòu)特點

黃化機是黏膠纖維原液制備過程中最重要的裝備，典型的黃化機外形如圖1所示，其筒體長5 400 mm，直徑達2 800 mm，內(nèi)容積為33 m3，質(zhì)量達55 t。黃化機從進料開始到出料結(jié)束為一個黃化周期，一般耗時90 min，主要包括進料、黃化、溶解及清洗4個階段[14-15]。

圖1 黃化機外形Fig.1 Appearance of xanthator

攪拌軸是黃化機的核心部件，采用Q345鋼焊接而成，結(jié)構(gòu)如圖2所示。總長為7 530 mm，最大外徑為2 790 mm。由主軸、左右堵頭、左右旋刮板、左右旋支撐臂、大小葉片等零件組成。主軸采用無縫鋼管，最大直徑為410 mm，壁厚為87 mm，左、右兩堵頭采用熱套工藝與主軸過盈連接，端面接縫處輔以焊接；左右旋支撐臂、左右旋刮板、大小葉片與主軸通過角焊連接；左右旋支撐臂、左右旋刮板與大小葉片則以榫槽結(jié)構(gòu)結(jié)合為主、焊接為輔的方式連接。

圖2 某型黃化機攪拌軸結(jié)構(gòu)Fig.2 Agitator shaft structure of a certain type of xanthator

主軸上存在較大的角焊結(jié)構(gòu)，根據(jù)GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[9]，該零件的屈服強度有所下降，攪拌軸各零件材料的力學參數(shù)如表1所示。

表1 攪拌軸材料力學性能參數(shù)Table 1 Mechanical property parameters of agitator shaft material

1.2 攪拌軸焊接工藝

Q345鋼是一種高強度低合金結(jié)構(gòu)鋼，焊接性能好，廣泛應用于制造容器、橋梁、船舶、車輛、石油儲罐及各種工程機械等焊接結(jié)構(gòu)[16]。黃化機在工作時筒體內(nèi)有大量低熔點、易燃、易爆的CS2氣體，為防止筒體內(nèi)部因掉入金屬物品而引起爆炸，攪拌軸多采用焊接方式進行連接。板式結(jié)構(gòu)的支撐臂套在主軸上，支撐臂兩側(cè)開坡口采用20 mm高的V型環(huán)焊縫與主軸連接，焊接材料選用直徑1.2 mm的ER50-6型焊絲，焊接方法采用MAG(metal active gas)焊[17]。該黃化機攪拌軸的焊接工藝參數(shù)如表2所示。

表2 攪拌軸焊接工藝參數(shù)Table 2 Welding parameters of agitator shaft

1.3 攪拌軸斷裂失效形式

黃化機攪拌軸在旋轉(zhuǎn)過程中帶動物料翻滾并充分混合，完成黃化反應。在整個黃化過程中，攪拌軸的扭矩隨黃化進程中物料的稠稀狀態(tài)變化而變化，攪拌軸上各零件將承受不同的交變應力，雖承受的應力低于材料的屈服點，但經(jīng)一定工作循環(huán)后，攪拌軸在主軸與支撐臂連接部位出現(xiàn)了微裂紋(見圖3(a))，若未及時處理，微裂紋會逐漸擴展成裂縫(見圖3(b))，最終致使攪拌軸斷裂失效。

圖3 黃化機攪拌軸的裂紋和裂縫圖Fig.3 Cracks and fracture diagram of agitating shaft in xanthator

2 黃化機攪拌軸失效成因分析

針對攪拌軸焊接裂紋及斷裂問題，進行兩方面的研究：(1)利用有限元法對攪拌軸進行應力分析；(2)對易產(chǎn)生裂紋部位進行焊接缺陷檢測試驗，從理論分析和試驗檢測兩方面剖析攪拌軸的失效原因。

2.1 攪拌軸有限元分析

根據(jù)圖2所示的攪拌軸結(jié)構(gòu)建立攪拌軸的CAE(computer aided engineering)模型，分析其在工作載荷下的應力分布，特別是裂紋易發(fā)生處的應力，從而為攪拌軸的斷裂成因分析及壽命估算打下基礎(chǔ)。

2.1.1 攪拌軸工作狀況

該黃化機在一個周期內(nèi)的實測功率如圖4所示，在一個黃化周期,即90 min內(nèi)，攪拌軸大扭矩運行時間約為38 min。經(jīng)計算該黃化機攪拌軸的基本工況參數(shù)如表3所示。

圖4 某黃化機的實測功率Fig.4 The measured power of the xanthator

表3 某黃化機攪拌軸的基礎(chǔ)工況參數(shù)Table 3 Parameters of basic working condition of agitator shaft of the xanthator

2.1.2 攪拌軸應力分布

建立攪拌軸CAE模型并將其導入ANSYS Workbench平臺；攪拌軸右端與聯(lián)軸器連接處采用固定約束(fixed support)，兩端安裝軸承處采用圓柱約束(cylindrical support)；根據(jù)攪拌軸實際工作狀態(tài)，支撐臂及大小葉片攪拌物料時，并非單位面積均勻受力，故通過施加流體靜壓力(hydrostatic pressure)來模擬其結(jié)構(gòu)上所承流體載荷。單個支撐臂上施加的載荷如圖5所示，整體攪拌軸約束及載荷分布如圖6所示。

圖5 單個支撐臂上所施加的載荷Fig.5 Load of a single support arm

圖6 攪拌軸上的載荷分布Fig.6 Loads distribution of agitator shaft

攪拌軸有限元分析結(jié)果如下：

(1)攪拌軸在工作阻力作用下，聯(lián)軸器固定處產(chǎn)生的最大反作用力矩為198 050 N·m，與根據(jù)實際測試所得的最大功率確定的最大扭矩(198 428 N·m)的相對誤差僅為δ=0.191%，如圖7所示。說明圖6所示模擬攪拌軸工作狀態(tài)時施加的分布載荷正確。

圖7 攪拌軸支撐反力矩Fig.7 Reaction torque of agitator shaft

(2)攪拌軸在工作中受工作載荷和重力作用發(fā)生變形，如圖8所示。由圖8可知，受工作載荷作用，攪拌軸的支撐臂發(fā)生扭曲變形。攪拌軸各支撐臂同時承受彎曲和扭轉(zhuǎn)作用，并將該彎曲及扭轉(zhuǎn)效應傳遞給中心軸段，隨著攪拌進程產(chǎn)生彎扭耦合交變載荷。

圖8 攪拌軸受力變形Fig.8 Deformation of agitator shaft

(3)攪拌軸在工作中受力發(fā)生變形并產(chǎn)生應力，等效應力及剪應力分布如圖9所示。

由圖9可知：對于中心主軸，越靠近驅(qū)動端，應力越大，最大等效應力發(fā)生在靠近聯(lián)軸器的軸端，為76.865 MPa，對應同部位剪應力為40.236 MPa。在攪拌軸中心軸段，最大等效應力和剪應力分別為43.885和30.907 MPa，可見在支撐臂與主軸的焊趾處，形成較大應力區(qū)，然而該處完全采用焊接連接方式，其焊接質(zhì)量和應力集中效應對攪拌軸疲勞破壞及斷裂失效的影響極大。整個攪拌軸的最大應力發(fā)生在大葉片與支撐臂連接處(即Max處)，最大等效應力和剪應力分別為118.93和49.092 MPa，該處采用榫槽結(jié)構(gòu)為主、焊接為輔的連接方式，工作阻力主要由結(jié)構(gòu)連接承擔，該結(jié)構(gòu)的疲勞強度足夠且焊接質(zhì)量及應力集中效應對攪拌軸疲勞破壞及斷裂失效的影響較小。由此可見，攪拌軸工作中受彎扭耦合交變載荷影響，在主軸與支撐臂的焊接連接處應力較大，此位置與圖2中攪拌軸產(chǎn)生疲勞破壞裂紋位置相吻合。

圖9 攪拌軸等效應力及剪應力分布Fig.9 Equivalent stress and shear stress distribution of agitator shaft

2.2 攪拌軸焊接接頭缺陷檢測

由于黃化機攪拌軸易產(chǎn)生裂紋的位置正是焊接處，故有必要對攪拌軸焊接接頭的質(zhì)量進行檢測。鑒于攪拌軸體積較大，直接對其進行試件采集并不經(jīng)濟，故運用相似性設(shè)計理論[18]對攪拌軸易出現(xiàn)裂紋的焊接接頭試件進行相似性設(shè)計，根據(jù)現(xiàn)有Q345鋼的尺寸參數(shù)取長度縮尺CL=1.339。采用與黃化機攪拌軸相同的機器人焊接工藝和參數(shù)制作小型試件，攪拌軸焊接接頭試件實物圖如圖10所示。隨后，將試件用線切割機切割成若干小塊切片，保留關(guān)鍵部位試件。取其中兩塊進行試驗：一塊是未經(jīng)熱處理的焊接接頭切片(厚度為12 mm)，記為試樣Ⅰ，如圖11(a)所示；另一塊是經(jīng)退火處理的焊接接頭切片(厚度為12 mm)，記為試樣Ⅱ，如圖11(b)所示。

圖10 攪拌軸焊接接頭試件Fig.10 Welded joint specimen of agitator shaft

圖11 攪拌軸焊接接頭試樣Fig.11 Welded joint samples of agitator shaft

在體式顯微鏡下觀察試樣Ⅰ和試樣Ⅱ的表觀形貌以對其焊接缺陷進行檢測，結(jié)果如圖12所示。由圖12可知，試樣Ⅰ和Ⅱ的焊縫內(nèi)均有明顯的氣孔、夾渣等焊接缺陷，可見采用相同的焊接工藝進行焊接時，退火熱處理無法去除氣孔、夾渣類焊接缺陷。攪拌軸易產(chǎn)生裂紋部位存在初始焊接缺陷，這將引起攪拌軸局部應力集中，從而先在缺陷處產(chǎn)生微裂紋，微裂紋再沿焊縫方向擴展成裂縫，最終致使攪拌軸疲勞破壞或斷裂失效。

圖12 攪拌軸焊接接頭試樣缺陷檢測Fig.12 Defect detection of welded joint samples of agitator shaft

綜上所述，導致主軸與支撐臂連接處疲勞破壞或斷裂失效的主要原因是彎扭耦合交變載荷下連接處的應力集中和焊接缺陷。

3 黃化機攪拌軸疲勞壽命估算

根據(jù)黃化機攪拌軸的斷裂成因，提出攪拌軸在焊接無初始裂紋和有初始裂紋兩種情況下的疲勞壽命估算方法，以期為制定攪拌軸焊接工藝、評定焊接質(zhì)量提供參考。

3.1 無初始焊接裂紋的攪拌軸疲勞壽命估算

黃化機攪拌軸各部位的安全系數(shù)和疲勞壽命計算參數(shù)因攪拌軸結(jié)構(gòu)、應力大小、連接方式的不同而不同。在攪拌軸焊縫質(zhì)量達到二級及以上的情況下[19]，即無初始焊接裂紋等缺陷時，根據(jù)表1中材料的屈服強度及圖9中攪拌軸的等效應力計算各部位安全系數(shù)，結(jié)果如表4所示。

表4 攪拌軸各部位安全系數(shù)Table 4 Safety factor of some parts of agitator shaft

從靜強度的角度測算，攪拌軸各部位安全系數(shù)均滿足工程要求，但攪拌軸在低速大功率攪拌過程中，扭矩最大且會產(chǎn)生彎扭耦合交變載荷。對于直接承受動應力載荷重復作用的鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件及其焊接部位，當應力變化循環(huán)次數(shù)N≥5×104時，應進行疲勞壽命計算，如式(1)所示。

(1)

式中：N為應力循環(huán)次數(shù)；C、β為計算參數(shù)，依據(jù)構(gòu)件和連接類別來選取[9]；Δσ為應力幅，對于焊接部位Δσ=σmax-σmin，對于非焊接部位，Δσ=σmax-0.7σmin，σmax為最大應力，σmin為最小應力。

由式(1)可知，對攪拌軸上3處應力較大且受彎扭耦合交變載荷作用的部位進行疲勞壽命計算，結(jié)果如表5所示。表5中，因支撐臂與主軸焊趾處出現(xiàn)應力集中，故在壽命估算中σmin采用偏保守的取值；從壽命估算結(jié)果看，攪拌軸聯(lián)軸器連接處疲勞壽命達127.6年，可認為屬于無限壽命。最早疲勞失效的是支撐臂與主軸角焊處，疲勞壽命為10.6年，可見若攪拌軸焊接無初始裂紋等焊接缺陷，將能夠滿足10年壽命的設(shè)計要求。但若焊縫區(qū)域存在初始裂紋等焊接缺陷，應根據(jù)斷裂學理論，對攪拌軸壽命做進一步估算。

表5 攪拌軸疲勞壽命計算(無初始焊接裂紋缺陷)Table 5 Fatigue life calculation of agitator shaft(no initial welding cracks defect)

3.2 有初始焊接裂紋的攪拌軸疲勞壽命估算

在工程實踐中，構(gòu)件在加工過程中會形成多種制造缺陷，此時裂紋擴展壽命將占據(jù)構(gòu)件總壽命的主導地位。其中最為典型的是焊接構(gòu)件，受嚴重焊接缺陷、應力集中等因素的影響，可近似認為裂紋擴展壽命相當于構(gòu)件的總壽命。若黃化機攪拌軸焊接存在初始裂紋等缺陷，在較大交變載荷的作用下，裂紋的長度將隨作用次數(shù)的增加而不斷擴展，直至攪拌軸疲勞破壞或斷裂失效。

用于估算構(gòu)件的疲勞裂紋擴展壽命的基本數(shù)據(jù)是材料的裂紋擴展速率，通常以帕瑞斯公式及福曼公式等[20]表示，修正后的疲勞裂紋擴展壽命公式為

(2)

式中：ac為裂紋擴展長度；a0為初始裂紋長度；對于鋼，取C=9.52×10-12，n=3[20]。

根據(jù)式(2)編制計算程序，求取不同長度下的初始裂紋擴展進程數(shù)據(jù)，繪制裂紋擴展壽命曲線如圖13所示。由圖13可知：在初始裂紋長度一定的情況下，隨著裂紋擴展長度的增加，擴展速度在5年內(nèi)急劇上升，隨后擴展速度變慢并趨于平緩；不同初始裂紋長度下，初始裂紋越長，裂紋擴展速度越快。

圖13 裂紋擴展壽命曲線Fig.13 Crack growth life curve

由圖13還可知，將由焊接缺陷所導致的初始裂紋控制在0.20 mm以下，才能滿足黃化機攪拌軸10年設(shè)計壽命的要求。對于該型黃化機攪拌軸使用不到3年就會發(fā)生斷裂失效亟需返修的問題，推測是因為攪拌軸存在長度至少0.90 mm的初始焊接裂紋。若焊接初始裂紋長度達0.90 mm及以上而未察覺且不加以控制，裂紋從初始時的0.90 mm擴展至斷裂失效返修的20 mm僅需3～4年，這與實際情況非常一致。

4 結(jié) 語

提出一種黃化機攪拌軸焊接缺陷分析和壽命估算的程式操作方法。利用有限元分析法和試驗檢測法對缺陷成因進行剖析，根據(jù)焊接質(zhì)量等級和有無裂紋等初始焊接缺陷，分別采用容許應力幅法或裂紋擴展壽命估算法對焊接件進行壽命預測。主要得出以下結(jié)論：

(1)攪拌軸斷裂失效的原因是主軸和支撐臂焊趾受力較大處存在應力集中，以及焊接區(qū)域存在的初始焊接缺陷。

(2)在焊接攪拌軸時，無初始焊接裂紋缺陷的情況下，采用容許應力幅法計算攪拌軸壽命至少10年；在有初始焊接裂紋缺陷的情況下，根據(jù)裂紋擴展速率，初始裂紋≤0.20 mm，裂紋擴展至需要返修的20 mm，攪拌軸壽命可在10年以上；而當初始裂紋≥0.90 mm，裂紋擴展至需要返修的20 mm，攪拌軸壽命僅有3～4年。