基于 Abaqus 多級缸柱塞焊縫失效分析的研究

摘要非公路自卸車用多級液壓缸在礦區出現100柱塞端部與軸頭焊縫早期斷裂的故障，通過對失效件的焊縫進行化學成分、焊縫組織及顯微硬度等性能檢測和斷裂焊縫斷口的微觀檢測，查找失效原因。從零件材質、焊縫結構、工藝過程控制和零件結構方面進行優化設計，基于 Abaqus 軟件對焊縫進行疲勞仿真分析和臺架試驗，有效驗證了設計優化和臺架實驗的一致性，降低故障率，對同類產品具有一定的指導和借鑒意義。

關鍵詞多級液壓缸斷裂失效分析有限元分析臺架試驗

中圖分類號 TH137.51

AbstractThe failure of the welding seam between the end of 100 plunger and the shaft head of the multi-stage hydraulic cylinder used in off-highway dump truck occurred in the mining area. Through the chemical composition ， weld microstructure and microhardness of the weld of the failed partsand the micro detection of the fracture weld ， the failure reason was found out. Optimized design was carried out from the aspects of parts material ， weld structure ， process control and part structure . Based on ABAQUS software ， fatiguesimulationanalysisandbenchtestwerecarriedoutontheweld ， whicheffectivelyverifiedthe consistency of design optimization and bench test and reduced the failure rate . It has certain guidance and reference significancefor similar products .

Key wordsMulti-stage hydraulic cylinder;Fracture;Fault;FEA;Bench test

Corresponding author：LIU YanPing ，E-mail ：17753532636@163.com ， Tel ：+86-535-5725097

Manuscript received 20210603 in revised form 20210629.

引言

自卸車前頂液壓缸卸貨過程中，會受到多種形式的交叉力，導致某些零件或部位產生應力集中[1]。非公路用自卸車在礦區“坐飛機”現象普遍（見圖1），在“坐飛機”過程中易造成前頂多級液壓缸100柱塞端部與軸頭焊縫受到沿軸向及彎曲的疲勞應力，最終導致焊縫裂紋擴展，引起焊縫中心開裂的故障（見圖2）。

通過國內某企業6個月該故障的統計，焊縫開裂單項故障率達到1.2%，成為多級液壓缸的首要故障，嚴重影響了礦用車的使用安全性。針對失效件，從零件材質、焊縫結構、工藝過程控制和零件結構方面進行優化設計，基于 Abaqus 軟件對焊縫進行疲勞仿真分析和臺架試驗，降低故障率。

1 原因分析

1.1對失效焊縫進行化學成分、焊縫組織及顯微硬度等性能檢測及分析焊縫綜合性能

100柱塞焊接采用的設備為 NZC3-500環縫焊接專機，焊絲為Φ1.2的 ER50-6，左側100柱塞材料為27SiMn ，右側軸頭材料為20#鋼，具體的焊接結構見圖3。

對斷裂失效件和生產現場的完好件完整焊縫上分別截取斷口、金相試樣、硬度試樣和化學成分試樣進行分析。

1.1.1 化學成分分析

利用光譜分析儀對完好件完整焊縫及兩邊母材進行化學成分分析。將檢測值相比較發現，焊縫一側的母材20#鋼與 GB/T 699-1999規定不相符，而更接近45#鋼的化學成分，據此可斷定，軸頭的材料不合格。因此，在軸頭材料不合格的情況下，仍按照20#鋼的標準制定焊接工藝，會造成焊縫性能不合格。

1.1.2 顯微組織分析

圖4和圖5所示為軸頭的顯微組織照片。由圖4和圖5可知，軸頭材料垂于焊接方向截取面所顯現的金相組織屬于典型的鐵素體（白色）和珠光體（黑色）混合組織，該混合組織呈現較為明顯的帶狀分布特征。

圖6和圖7所示為100柱塞的顯微組織照片。由圖6和圖7可知，100柱塞材料垂直于軋制方向截取面所顯現的金相組織屬于典型的鐵素體（白色）和珠光體（黑色）混合組織，該混合組織也呈現較為明顯的帶狀分布特征。

1.1.3 焊縫的顯微組織

圖8可知焊縫的顯微組織與兩側基體相比，發生了明顯的變化。圖9所示，焊縫中存在大量的黑色斑點，初步推測為焊接缺陷—非金屬夾雜物，這些焊接缺陷的存在嚴重降低了焊縫的力學性能。分析認為，主要是由于焊接前，坡口及焊材表面的油污和雜質未清理干凈或是焊接過程中 C O2保護不充分，導致焊縫內含大量的非金屬夾雜物。圖10所示為焊縫高倍顯微組織，由圖可見，焊縫內存在大量的片狀和羽毛狀的鐵素體。

1.1.4 焊縫底部的缺陷

所謂的焊接缺陷通常包括未焊透、焊接裂紋、氣孔、夾渣、咬邊和弧坑等導致金屬結構件的承載能力下降的不完整形態[2]。此外，在金相檢驗過程中發現，焊縫底部出現未焊透現象，如圖11所示。在焊縫底部存在明顯的孔洞，此缺陷嚴重降低焊縫的力學性能。分析認為，主要是因為焊接過程中焊接工藝參數的選擇不當，導致熔深不足。同時大面積未焊透現象的存在，也引起焊縫底部存在明顯的應力集中。

1.1.5 焊接結構宏觀缺陷

圖12所示為焊接結構中整個焊縫的宏觀形貌，由圖可知焊縫的位置發生偏離，焊縫中心位置靠近軸頭（如中間箭頭所示為焊縫中心位置），此外焊縫宏觀形貌不規則（見焊縫右側箭頭）。焊縫底部距離柱塞和軸頭結合面將近8 mm ，且軸頭和柱塞配合的直角處存在明顯的結構缺陷。這種焊縫的宏觀缺陷以及焊接結構的缺陷，使整個焊縫乃至整個工件在使用過程中性能嚴重降低。

1.1.6 顯微硬度測試

用 HVS -10ZC 型硬度計綜合測試分析了焊縫上各區的顯微硬度。圖13為顯微硬度測定的位置示意圖，由圖所示，在焊縫截面的上下各沿兩條平行線進行測量。圖14所示為焊縫顯微硬度曲線，由圖可知，焊縫的顯微硬度偏高。

1.2斷裂焊縫斷口的微觀檢測

通過 SEM 分析，圖15所示為1#試塊表面斷口形貌[3] ，斷口表面存在大量的舌狀花樣，斷裂形式為解理斷裂，屬于脆性斷裂。圖16所示為2#試塊表面斷口的電子探針照片，斷口表面的沿晶斷裂形式，該斷裂形式屬于脆性斷裂。

根據斷口形貌分析，失效件的斷裂形式屬于脆性斷裂，脆性斷裂的方式有：啟裂于焊縫外側的疲勞斷裂形式，底部的未焊透缺陷加速整體的脆斷;啟裂于焊縫底部未焊透的應力集中區域，在疲勞作用下加速斷裂。

1.3失效綜合原因分析

焊接軸頭的斷裂失效是由于各方面的綜合作用最終造成的，下面就幾個方面說明斷裂失效的主要原因：

（1）軸頭材質不符合20#鋼，失效件軸頭材質為45#鋼，此時依舊按照原先的焊接工藝施焊，焊接質量下降，達不到所要求的力學性能。

（2）100柱塞材質為27SiMn （見表1）

從材料成分分類，27SiMn 含碳量、合金含量均較高，其碳當量在0.50%～0.82%之間，母材有有相當大的淬硬性，如無特殊控制措施[4]，冷、熱裂紋的傾向均很大。失效件斷口為沿晶斷裂形式，裂紋沿晶界擴展，可以初步斷定，軸頭裂紋為熱裂紋。

Q345B（見表2）的含碳量較27SiMn 低，有害元素和雜質控制較嚴格，焊接過程中不易產生熱裂紋，只有在冷卻速度過快時，有冷裂紋敏感性，可以通過適當調整冷卻速度加以避免。

可以調整100柱塞的材質由27SiMn 改為 Q345B ，降低焊接過程的熱裂紋。

（3）工藝過程質量不穩定，焊接前基體表面和坡口未清理干凈或 C O2保護不充分，導致焊縫內存在大量的非金屬夾雜物，嚴重影響焊縫性能;焊縫底部存在大面積未焊透現象，未焊透缺陷使焊接結構件產生了應力集中，隨著缺陷尺寸的增大，應力集中程度加劇[5] ，降低了焊縫的疲勞強度。

（4）根據斷口形貌分析，失效件的斷裂形式屬于典型的脆性斷裂。

（5）軸頭和柱塞配合的直角處易形成應力集中;軸頭結構不合理，焊接完成后，散熱不均勻，導致局部產生殘余應力。

（6）焊縫一般按照等強度或低強度匹配原則，但本失效件的焊縫強度高于母材，可能由于焊接冷卻速度過快導致。

2 控制措施

（1）優化軸頭結構（見圖17），降低定位軸間處的應力集中和增大焊接后的散熱面積;（2）嚴控軸頭的材質20#鋼，調整100柱塞的材質為 Q345B;（3）嚴控工藝過程，加強焊工的技能培訓，確保工藝過程質量;（4）加強焊接檢驗，增加探傷比例。

3 效果驗證

3.1焊縫疲勞理論概述

基于結構應力法，利用單元節點力計算得到對接焊縫的焊趾與焊根兩側的結構應力[6] ，其對網格密度不敏感，精度高。

（1）焊縫焊趾處的應力分解為三個分量：膜應力、彎曲應力和自平衡應力（見圖18）。

焊趾處應力分為垂直于焊趾的軸向應力σx 和剪切應力τy （見圖19）。

σx 分解為膜應力σ m 和彎曲應力σ b ，實際應力與膜應力和彎曲應力之和的差是自平衡應力。

（2）節點力計算（見圖20）。

在每個節點計算軸向力f′y 和彎矩 m ′x ，結構應力是彎曲應力和膜應力的和，采用的計算公式為

σ s=σm+σb=fy′/t+6mx ′/t2

式中，t 為母材厚度。

（3）等效結構應力計算

定義 r=σ b /σ s ，等效結構應力計算公式為

ΔS=Δσ s

式中，m 為 Paris 裂紋擴展方程指數，I（ r ）1/m 為焊縫屬性里設置的方程

I（ r ） =2.1549r6 -5.0422r5 +4.8002r4-2.0694r3 +

0.561 r2 +0.0097r +1.5426

I（ r ） =0.0011 r6 +0.0767r5-0.0988r4 +0.0946r3 +

0.0221 r2 +0.014r +1.2223

方程有兩種，按不同情況進行選擇。

（4）根據計算的等效結構應力，用軟件自帶的試驗得來的 S-N 曲線，對焊縫結構進行疲勞壽命計算。

3.2仿真驗證

運用 Ansys/Fesafe 的 Verity 模塊進行結構應力法焊縫疲勞分析時，首先要在有限元分析軟件如 Ansys 中得到靜力分析結果，將結果文件導入 Ansys/Fesafe 中，定義循環載荷，并用 Verity 模塊定義出焊縫沿焊趾方向關聯的節點與單元，選擇合適的材料，計算可得出結構的許用循環次數[7]。

Verity 焊接結構疲勞分析方法，是基于斷裂力學及大量焊接試驗，提出的一種較為準確計算焊縫疲勞壽命的方法[8-9]。

通過舊結構軸頭和27SiMn 材質100柱塞與新結構軸頭和16Mn 材質100柱塞兩種焊縫，利用 Abaqus 對兩種情況下的焊縫進行疲勞對比分析。

在 Solidedge 里繪制三維圖，導入 Abaqus ，模型見圖21。

因為 Abaqus 分析結果要導入 Fesafe 里進行疲勞分析，對模型有特別要求，就是焊縫和它的焊接件必須網格共節點，因此把100柱塞、焊縫和軸頭進行 Merge 處理，同時把軸頭和缸筒結合部位插入 Seam 縫隙，這樣就準確模擬了實際情況。劃分網格后的模型見圖22。

模型全部采用六面體。載荷施加，軸向力按180多級缸在24 MPa 下的舉升力計算為610416 N ，因為軸頭舉升過程中還承受彎矩，這個彎矩值很難確定，由于這是對比分析，所以改進前后的結構都施加相同的彎矩，結果就有可比性，彎曲施加1000 MN 。載荷都施加于軸頭和頂蓋孔接觸部位。

Abaqus 分析完成后的結果文件導入 Fesafe ，用 Fesafe 的 Verity 模塊進行焊縫疲勞分析，采用的是結構應力法，軟件自動計算焊縫節點的結構應力，其中一部分見圖23。

定義完載荷和材料后，進行疲勞分析，現用結構疲勞壽命云圖見圖24。最小疲勞次數為103.934 cycle ，即8590 cycle 。改進結構的疲勞壽命云圖見圖25。最小疲勞次數104.53 cycle ，即33884 cycle 。

疲勞壽命比原來提高了3.94倍。從疲勞云圖可以看出，危險部位在缸筒和焊縫接觸部位，這與芯軸柱塞斷裂的大部分故障現象一致。

3.3臺架試驗

壓力機對試樣施加最大壓力200 kN 、最小壓力10 kN 及振動頻率3.2 Hz 的力（見圖26），驗證優化工藝參數和嚴控工藝過程后，采用仿真驗證同樣的兩種焊縫，同樣的焊接條件下，進行焊縫的質量對比。

試樣1：缸筒一材料為 Q345B ，缸筒二材料為27SiMn ，中間部分材質20#鋼，老結構軸頭;試樣2：缸筒一材料為 Q345B ，缸筒二材料為27SiMn ，中間部分材質20#鋼，新結構軸頭。試樣見圖27。

試驗結果：

試樣1和試樣2先斷裂處均為27SiMn 端，后斷裂的為試樣2的 Q345B 端，部分斷裂件見圖28，臺架實驗結果和仿真分析結果一致，仿真分析結果是可信的。

4 結論

針對礦用車市場反饋多級缸100柱塞和軸頭斷裂的故障，通過對失效件的焊縫進行化學成分、焊縫組織及顯微硬度等性能檢測和斷裂焊縫斷口的微觀檢測，查找失效原因。從零件的材質、工藝過程控制、產品結構等方面進行優化，經過臺架試驗和仿真分析，焊接質量有了明顯提升。根據國內某企業后續市場半年的跟蹤，該故障率同比下降80%左右。證明優化設計有效，對同類產品具有重要的借鑒和指導意義。

參考文獻（References）

[1] 陳耀華.重型自卸汽車多級缸式液壓舉升系統的設計計算[ J ].設計與計算，2004：22-25.

C HENYaoHua. Designandcalculationofmulti-stagecylinder hydraulic liftingsystemforheavydumptruck [ J ]. DesignandCalculation ，2004：22-25（In Chinese）.

[2] 韋廣前.基于金屬結構件焊接失效的原因分析[ J].工藝與裝備，2016（4）：119-121.

WEI GangQian . Analysis of welding failure of metal structure parts [ J].Technology and Equipment ，2016（4）：119-121（In Chinese）.

[3] 胡艷華，牛虎理，劉劍.全尺寸疲勞試件疲勞斷口分析[J].石油工程建設，2019（3）：55-58.

HU YanHua ， NIUHuLi ， LIU Jian . Fatigue fracture analysis of full scalefatiguespecimen [ J ]. PetroleumEngineeringConstruction ，2019（3）：55-58（In Chinese）.

[4] 周榮國. WK20電鏟鏟斗焊接工藝的研究[ J].露天采礦技術，2012（4）：68.

ZHOU RongGuo . Research on welding technology of WK20 electric shovelbucket[ J ]. OpencastMiningTechnology ，2012（4）：68（ In Chinese）.

[5] 馮繼軍.焊接結構件的疲勞分析[ J].焊接技術，2017（6）：78-80.

FENG JiJun . Fatigueanalysisofweldedstructuralparts [ J ]. Welding Technology ，2017（6）：78-80（In Chinese）.

[6] 譚潤澤，李曉彬，樂京霞.基于結構應力法的薄板對接焊縫疲勞性能[ J].華中科技大學學報（自然科學版），2020，48（10）：81-

TANRunZe ， LIXiaoBin ， LEJingXia. Fatiguepropertiesofbutt welds of thin plates based on structural stress method [ J]. Journal of Huazhong Universityof ScienceandTechnology （ NaturalScience Edition），2020，48（10）：81-85（In Chinese）.

[7] 楊旭，錢才富.基于 Ansys/Fe-Safe 分析的當量結構應力法焊縫疲勞評定[ J].化工設備與管道，2013（3）：22-25.

YANG XuQIANCaiFu . Fatigueassessmentof weldingseambyequivalentstructuralstressmethodbasedonANSYS/ FE-SAFE analysis [ J ]. Chemical Equipment and Pipeline ，2013（3）：22-25（ In Chinese）.

[8]DONGP . Astructuralstressdefinitionandnumericalimple-mentationforfatigueanalysisof weldedjoints [ J ]. Internation-al Journal of Fatigue ，200 3（10）：865-876.

[9] 李向偉，兆文忠.基于 Verity 方法的焊縫疲勞評估原理及驗證[ J].焊接學報，2010，31（7）：9-12.

LI XiangWeiZHAOWenZhong. Principle and applicationof weldfatigueassessmentbasedonVeritymethodverification [ J ]. Acta Welding Sinica ，2010，31（7）：9-12（In Chinese）.