安裝座焊接結(jié)構(gòu)雙軸拉伸模擬件設(shè)計

吳振豪,劉鵬飛

(中國航發(fā)貴陽發(fā)動機(jī)設(shè)計研究所，貴陽 550081)

0 前言

焊接工藝在航空發(fā)動機(jī)中具有廣泛的應(yīng)用，尤其是在航空發(fā)動機(jī)燃燒室機(jī)匣上存在著大量的安裝座焊接結(jié)構(gòu)。由于燃燒室在實(shí)際的工作當(dāng)中，其機(jī)匣外殼承受著多種載荷的作用，如機(jī)匣內(nèi)外壓力差、氣體軸向力、由機(jī)匣后安裝邊帶來的扭矩、機(jī)匣外壁各種安裝座接頭載荷及外機(jī)匣上所有構(gòu)件的質(zhì)量慣性力等[1]，導(dǎo)致安裝座周圍有著復(fù)雜的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，從而也使得安裝座焊縫成為了多軸疲勞破壞的薄弱部位之一。研究安裝座焊接結(jié)構(gòu)的多軸疲勞性能，對于精準(zhǔn)預(yù)測航空發(fā)動機(jī)焊接結(jié)構(gòu)的疲勞壽命有著至關(guān)重要的意義。

目前，國內(nèi)外針對航空發(fā)動機(jī)燃燒室機(jī)匣安裝座焊縫疲勞性能的研究的方法大都是以有限元模擬和模型機(jī)匣結(jié)構(gòu)件的試驗(yàn)相結(jié)合為主。楊眉等學(xué)者[2]學(xué)者通過有限元模擬與試驗(yàn)相結(jié)合的方式，研究了航空發(fā)動機(jī)燃燒室機(jī)匣上的安裝座在極端工況下的破裂安全性。Sarangi等學(xué)者[3]對典型渦扇發(fā)動機(jī)的環(huán)形燃燒室機(jī)匣進(jìn)行了有限元模擬和物理測試，研究了機(jī)匣上安裝座構(gòu)件的疲勞壽命情況。田海濤等學(xué)者[4]通過氬弧焊接機(jī)匣的疲勞試驗(yàn)研究了機(jī)匣及其安裝座焊縫處的疲勞壽命。盡管采用接近真實(shí)比例的燃燒室機(jī)匣模型進(jìn)行試驗(yàn)?zāi)軌虻玫奖容^準(zhǔn)確的安裝座焊縫疲勞壽命結(jié)果，但是這樣的試驗(yàn)成本較高，且一次性試驗(yàn)得到疲勞壽命具有偶然性。對此，很多學(xué)者采用常規(guī)的標(biāo)準(zhǔn)疲勞試件代替結(jié)構(gòu)件。劉健[5]通過數(shù)值模擬和單軸疲勞試驗(yàn)，采用場強(qiáng)法和臨界面法對某型發(fā)動機(jī)燃燒室機(jī)匣安裝座焊縫疲勞壽命進(jìn)行了預(yù)測。公維勇[6]運(yùn)用蒙特卡羅法建立了疲勞壽命預(yù)測模型，并結(jié)合GH4169焊接接頭單軸疲勞試驗(yàn)得到了燃燒室機(jī)匣安裝座焊縫處的疲勞壽命。王金生[7]根據(jù)單軸靜拉伸試驗(yàn)，單軸疲勞壽命試驗(yàn)及疲勞裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)的試驗(yàn)結(jié)果，結(jié)合有限元計算結(jié)果研究了燃燒室外機(jī)匣和軸承座2種焊接結(jié)構(gòu)的疲勞性能。

標(biāo)準(zhǔn)疲勞試件并不能真實(shí)地反映安裝座焊縫處疲勞損傷特征[8 - 9]。因而，國內(nèi)外通常將標(biāo)準(zhǔn)疲勞試件和實(shí)際構(gòu)件相結(jié)合，設(shè)計出特征結(jié)構(gòu)模擬件對某一特定構(gòu)件的疲勞壽命進(jìn)行考核。使用模擬件進(jìn)行試驗(yàn)?zāi)軌蛄钇趬勖A(yù)測結(jié)果有較高的可信度，根據(jù)航空發(fā)動機(jī)燃燒室機(jī)匣工作時的載荷工況，安裝座焊接結(jié)構(gòu)的受載特征主要是雙軸拉伸載荷，其模擬件的設(shè)計將以雙軸拉伸試件為基礎(chǔ)。早在上世紀(jì)60年代，就有學(xué)者[10]開始使用十字形雙向拉伸試件確定在雙軸載荷作用下材料的初始和后繼屈服面。此后，隨著雙軸拉伸試驗(yàn)機(jī)的發(fā)展，雙軸拉伸試驗(yàn)開始逐漸應(yīng)用廣泛，十字形雙向拉伸試件的設(shè)計也產(chǎn)生了很多分支，諸如十字花型，中心減薄型及十字臂上開縫型三類典型的十字形試件類型。第一類試件中，較為典型的有Kreiβig等學(xué)者[11]和Müller等學(xué)者[12]所設(shè)計的試驗(yàn)件，他們均在相鄰十字臂之間倒角上進(jìn)行更改，使其變更為一個向內(nèi)凹的缺口，以此達(dá)到減小倒角的應(yīng)力水平的效果。而對于第二類試件，較為典型的有Lin等學(xué)者[13]和Welsh等學(xué)者[14]所設(shè)計的試驗(yàn)件，均通過減薄中心試驗(yàn)區(qū)的厚度，來增大中心區(qū)域的應(yīng)力水平，但是這類試驗(yàn)件往往達(dá)不到預(yù)期效果。目前，第三類試件被廣泛應(yīng)用在雙軸拉伸試驗(yàn)件上，Makinde等學(xué)者[15]、Kuwabara等學(xué)者[16]、Ferron等學(xué)者[17]及Wu等學(xué)者[18]所設(shè)計的試驗(yàn)件都是典型的在十字臂上開縫的雙向拉伸試驗(yàn)件，通過在十字臂上開設(shè)若干細(xì)縫來增大中心區(qū)域的應(yīng)力水平同時降低相鄰十字臂之間倒角處的應(yīng)力。

綜合上述，文中將以十字花型雙軸拉伸試件為基礎(chǔ)，根據(jù)航空發(fā)動機(jī)機(jī)匣安裝座焊接結(jié)構(gòu)的幾何和受載特征，設(shè)計出一種用于預(yù)測安裝座焊縫疲勞壽命的模擬件。

1 模擬件設(shè)計方案

1.1 模擬件設(shè)計原則

研究對象為航空發(fā)動機(jī)燃燒室機(jī)匣安裝座的焊接結(jié)構(gòu)，而在實(shí)際工作中機(jī)匣主要承受軸向力p0與內(nèi)壓力p，因此，外機(jī)匣上任意位置在這2種載荷的作用下受到的應(yīng)力狀態(tài)如圖1所示。

圖1 機(jī)匣上一點(diǎn)應(yīng)力狀態(tài)

由應(yīng)力狀態(tài)示意圖可以看出，機(jī)匣上任意位置均會受到2個應(yīng)力分量σx和σy的作用，類似于雙軸拉伸應(yīng)力狀態(tài)。因此，所設(shè)計的疲勞模擬件應(yīng)盡可能實(shí)現(xiàn)相似的應(yīng)力狀態(tài)，故而采用十字形雙軸拉伸試件作為模擬件的設(shè)計基礎(chǔ)，能夠使試件的十字中心試驗(yàn)區(qū)滿足此應(yīng)力狀態(tài)。為研究機(jī)匣安裝座焊縫的疲勞壽命，需要在試驗(yàn)區(qū)內(nèi)加工一個類似安裝座的焊接結(jié)構(gòu)，以此達(dá)到模擬機(jī)匣安裝座焊縫疲勞損傷狀態(tài)的效果。此外，實(shí)際機(jī)匣安裝座焊縫的疲勞破壞機(jī)理尤為復(fù)雜，基于安裝座焊接結(jié)構(gòu)特殊的幾何特征和焊接工藝，模擬件的設(shè)計還需要滿足以下3點(diǎn)設(shè)計原則：①模擬件的焊縫形式與機(jī)匣安裝座幾何相似，即均采用環(huán)焊縫；②模擬件焊縫加工的工藝條件與機(jī)匣安裝座焊縫相同，即均采用電子束焊接。由于該文是針對燃燒室機(jī)匣安裝座電子束焊接結(jié)構(gòu)的疲勞壽命進(jìn)行的研究，因此，模擬件的焊縫也采用電子束焊接工藝進(jìn)行加工；③在試驗(yàn)條件下，模擬件焊縫的考核部位盡可能與機(jī)匣安裝座環(huán)焊縫的應(yīng)力分布規(guī)律接近。安裝座焊縫的應(yīng)力分布會隨著燃燒室機(jī)匣工況及安裝座幾何結(jié)構(gòu)的改變而隨之改變，因此，模擬件焊縫需要參考機(jī)匣典型安裝座的應(yīng)力分布規(guī)律進(jìn)行設(shè)計。

1.2 幾何等效分析

航空發(fā)動機(jī)燃燒室機(jī)匣上安裝座的焊縫大都為圓環(huán)形，如渦輪孔探儀座、燃燒室孔探儀座及CDP接嘴座等，結(jié)構(gòu)均為圓柱形帶通孔的雙層凸臺式結(jié)構(gòu)，因此，模擬件的安裝座焊接結(jié)構(gòu)的設(shè)計應(yīng)同樣以圓柱形作為設(shè)計基礎(chǔ)，以此保證幾何特征對焊縫應(yīng)力狀態(tài)的影響是相同的。

1.3 模擬件尺寸設(shè)計

在傳統(tǒng)的十字形雙軸試件的基礎(chǔ)上結(jié)合設(shè)計原則和幾何等效分析，設(shè)計出的安裝座焊接結(jié)構(gòu)雙軸拉伸模擬件結(jié)構(gòu)及相應(yīng)結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)如圖2所示，待定尺寸中，中心試驗(yàn)區(qū)直徑D1、安裝座通孔直徑D2、夾持臂與端面之間夾角ω為待優(yōu)化尺寸，其余倒角尺寸隨著這3個尺寸參數(shù)變化而進(jìn)行調(diào)整。中心部分為安裝座焊接結(jié)構(gòu)，安裝座周圍一圈陰影部位為焊縫區(qū)域。

1.4 模擬件有限元模擬驗(yàn)證及分析

為了驗(yàn)證所設(shè)計模擬件的合理性，對安裝座焊接結(jié)構(gòu)雙軸拉伸模擬件進(jìn)行有限元模擬計算，同時分析模擬件的應(yīng)力水平大小及應(yīng)力分布情況，圖3為模擬件有限元模型（根據(jù)對稱性取1/4），中心試驗(yàn)區(qū)的網(wǎng)格尺寸設(shè)置為0.1 mm。由于該模擬件用于高周疲勞試驗(yàn)，因此，只考慮彈性范圍內(nèi)的應(yīng)力變化，采用GH4169材料及其焊接接頭的彈性力學(xué)性能參數(shù)。

圖3 模擬件1/4有限元模型

分別在模擬件的x軸與y軸的夾持面施加拉伸載荷，這2個軸向拉伸載荷的比值定義為雙軸比，如式（1）所示：

式中：Fx是x軸向載荷；Fy是y軸向載荷。分別進(jìn)行雙軸比γ為0.8，0.9和1.0下的有限元計算。經(jīng)過計算所得到的模擬件的1/4模型的等效應(yīng)力云圖如圖4～圖6所示（文中等效應(yīng)力均為Mises等效應(yīng)力）。可以看出雙軸比γ為1.0時，試驗(yàn)區(qū)的應(yīng)力分布情況與典型燃燒室機(jī)匣安裝座周圍的應(yīng)力分布情況相一致[6]。因此，機(jī)匣安裝座焊縫的應(yīng)力狀態(tài)可以通過該文所設(shè)計的模擬件在雙軸比γ為1.0的加載條件下近似等效。

圖4 γ = 0.8的等效應(yīng)力計算結(jié)果

圖5 γ = 0.9的等效應(yīng)力計算結(jié)果

圖6 γ = 1.0的等效應(yīng)力計算結(jié)果

2 模擬件優(yōu)化方法

2.1 優(yōu)化設(shè)計目標(biāo)

根據(jù)模擬件的有限元計算，為保證焊接接頭徑向?qū)挾壬系膽?yīng)力分布均勻，同時避免受到應(yīng)力集中的影響，以此達(dá)到考核環(huán)形焊縫疲勞性能的目的，該文提出3點(diǎn)優(yōu)化目標(biāo)：①提高環(huán)焊縫沿著徑向的應(yīng)力分布的均勻性（圖7中焊縫徑向所指位置）；②盡可能降低圖7中所示的減薄區(qū)與安裝座根部過渡倒圓角的應(yīng)力集中；③模擬件其他部位的應(yīng)力水平低于焊縫應(yīng)力水平。

圖7 模擬件焊縫徑向示意圖

2.2 理論模型

為了定量分析模擬件是否達(dá)到了上述優(yōu)化目標(biāo)，該文以Demmerle等學(xué)者[19]提出的關(guān)于優(yōu)化十字形雙軸拉伸試驗(yàn)件的理論模型為基礎(chǔ)將優(yōu)化目標(biāo)參數(shù)化，分別采用3種理論模型計算出來的數(shù)值代表優(yōu)化的結(jié)果。根據(jù)優(yōu)化目標(biāo)中第一個要求，通過計算焊縫應(yīng)力的標(biāo)準(zhǔn)差定義參數(shù)I，從而評估模擬件焊縫的均勻性。在有限元計算中，該參數(shù)I可以表示為式（2）：

式中：n代表焊縫徑向?qū)挾壬系膯卧獢?shù)；S為該焊縫徑向所有單元等效應(yīng)力的標(biāo)準(zhǔn)差；σvm,n為第n個單元的等效應(yīng)力值；為焊縫徑向所有單元的等效應(yīng)力的平均值。該公式的含義為焊縫徑向等效應(yīng)力的離散程度，評估參數(shù)I的值越高代表焊縫徑向應(yīng)力均勻性越差。

根據(jù)優(yōu)化目標(biāo)中第二個要求，由于倒角根部存在的應(yīng)力集中無法消除，為此要盡可能的降低倒角根部與焊縫等效應(yīng)力的差值水平，將該差值水平定義為參數(shù)J，并通過焊縫與倒角根部的最大等效應(yīng)力的比值來計算，如式（3）所示：

式中：(σvm)max為倒角根部的最大等效應(yīng)力；(σvm)1為焊縫的最大等效應(yīng)力。該公式通過參數(shù)J的數(shù)值判定倒角根部的應(yīng)力集中對焊縫出現(xiàn)疲勞破壞影響的程度，數(shù)值越高代表倒角根部的應(yīng)力集中對焊縫區(qū)疲勞破壞的干擾越大。

對于優(yōu)化目標(biāo)中第三個要求，可以設(shè)定一個懲罰因子P判定除焊縫之外的非關(guān)心部位的應(yīng)力水平是否對試驗(yàn)有不利的影響，P的數(shù)值根據(jù)非關(guān)心部位的最大等效應(yīng)力(σvm)2與焊縫的最大等效應(yīng)力 (σvm)1的比值Q而定，數(shù)值越高代表非關(guān)心部位的應(yīng)力水平越大，如式（4）所示：

將上述3個評估參數(shù)求和，即可得到每種模擬件的綜合評估參數(shù)C，如式（5）所示。同理，綜合評估參數(shù)C的值越小代表越接近優(yōu)化目標(biāo)。

2.3 模擬件尺寸優(yōu)化步驟

該文將夾持臂與端面之間夾角ω，中心試驗(yàn)區(qū)的直徑D1，安裝座的通孔直徑D2變化3種尺寸參數(shù)作為優(yōu)化參數(shù)，通過改變這3個優(yōu)化參數(shù)，討論模擬件焊縫處及其他部位的在載荷雙軸比為1.0的條件下的應(yīng)力變化規(guī)律，優(yōu)化求解步驟如下：①首先討論D1在36.5～45.5 mm的范圍內(nèi)變化情況下，模擬件在哪種D1下最接近優(yōu)化目標(biāo)，同時使焊縫徑向?qū)挾缺３衷?.5 mm；②再討論ω在50°～80°的范圍內(nèi)變化情況下模擬件整體的應(yīng)力水平變化規(guī)律；③最后在3～9 mm的范圍內(nèi)改變D2，分析通孔直徑D2對模擬件整體的應(yīng)力水平的影響，根據(jù)影響結(jié)果選擇出最優(yōu)的模擬件尺寸。上述優(yōu)化求解步驟中各個優(yōu)化參數(shù)的尺寸變化范圍均根據(jù)加工的便利性及試驗(yàn)設(shè)備的參數(shù)要求得出，通過計算各個模擬件的各項(xiàng)評估參數(shù)，根據(jù)參數(shù)的數(shù)值判定模擬件是否得到了優(yōu)化，從而得到最終經(jīng)過優(yōu)化后的模擬件的尺寸。

3 模擬件優(yōu)化及仿真結(jié)果分析

3.1 中心試驗(yàn)區(qū)直徑D1的影響規(guī)律分析

保持基礎(chǔ)模擬件的其他尺寸不變，將中心試驗(yàn)區(qū)的直徑更改為36.5 mm，39.5 mm，42.5 mm和45.5 mm，同時使焊縫的寬度保持在3.5 mm左右。分別對這3種模擬件進(jìn)行有限元計算，選取x軸焊縫徑向路徑單元有效應(yīng)力σeq與該路徑上最大等效應(yīng)力的σmax比值（應(yīng)力比）進(jìn)行分析對比，結(jié)果如圖8所示。從應(yīng)力分布曲線的變化中可以發(fā)現(xiàn)，焊縫的等效應(yīng)力變化呈兩端高而中間低的特征。4種模擬件的焊縫應(yīng)力水平都是以單調(diào)遞減為主要變化特征，且隨著D1的減小，遞減的幅度逐漸增大，也代表著均勻度隨之降低。

圖8 不同D1下焊縫徑向等效應(yīng)力分布變化

為了更準(zhǔn)確地討論D1對于模擬件應(yīng)力分布的影響，分別計算每種模擬件的評估參數(shù)并進(jìn)行對比，對比結(jié)果如圖9所示。從圖中P的變化規(guī)律可以看到，隨著D1的增大，評估參數(shù)P也隨之增大，意味著非關(guān)心部位的應(yīng)力水平隨之增大，且遞增的幅度也在增加。從評估參數(shù)I的變化規(guī)律可以看出，當(dāng)D1的值越低，焊縫應(yīng)力的均勻度越低，但是均勻度的遞減幅度也在降低。而從評估參數(shù)J的變化可以知道，在D1降低到39.5 mm的時候，對焊縫與倒圓角根部的應(yīng)力水平差值的影響變得并不明顯。根據(jù)綜合評估參數(shù)C的數(shù)值可以判斷，當(dāng)D1為39.5 mm的結(jié)果是最優(yōu)的。

圖9 不同D1下評估參數(shù)對比

3.2 夾持臂與端面之間夾角ω的影響規(guī)律分析

在確定D1最優(yōu)值39.5 mm之后，繼續(xù)討論夾持臂楔形角度ω對模擬件應(yīng)力水平和應(yīng)力分布的影響規(guī)律。將ω由基礎(chǔ)模擬件的60°分別取50°，70°和80°等不同值，對修改后的4種模擬件分別進(jìn)行有限元計算，選取x軸向焊縫徑向路徑（圖8b）應(yīng)力比進(jìn)行分析對比，結(jié)果如圖10所示。由圖10的試驗(yàn)區(qū)徑向的應(yīng)力分布的變化能夠看出，等效應(yīng)力分布變化同樣呈現(xiàn)兩端高而中間低的特征，而隨著角度ω的增大，減薄區(qū)根部倒圓角的應(yīng)力水平在不斷減小。對比4種模擬件焊縫應(yīng)力水平的變化可知，隨著ω的增大，遞減的幅度隨之增大，意味著均勻度也在降低，且ω為50°的時候焊縫應(yīng)力的均勻性明顯優(yōu)于另外3種情況。而從焊縫與根部倒圓角的應(yīng)力水平對比可以看出，4種模擬件的焊縫與根部倒圓角的應(yīng)力水平差值均在5%以內(nèi)，并且隨著ω的增大而增大。

圖10 不同ω下焊縫徑向等效應(yīng)力分布變化

分別計算每種模擬件的評估參數(shù)進(jìn)行對比，對比結(jié)果如圖11所示。從圖中評估參數(shù)J，P，I的變化規(guī)律可以看到，隨著ω的增大，3種參數(shù)也隨之增大，而評估參數(shù)P的遞增的幅度變化更為明顯，這表明當(dāng)ω較高時對非關(guān)心部位的應(yīng)力水平影響很大，而對焊縫應(yīng)力均勻度及與減薄區(qū)根部倒圓角之間的應(yīng)力水平差值的影響很小。根據(jù)綜合評估參數(shù)C的變化可以知道，ω越小越接近優(yōu)化目標(biāo)。因此，結(jié)合模擬件整體尺寸的需要，文中將ω的值設(shè)定為50°是最接近優(yōu)化目標(biāo)的。

圖11 不同ω下評估參數(shù)對比

3.3 安裝座通孔直徑D2的影響規(guī)律分析

該節(jié)將使用與前兩節(jié)相同的分析方法進(jìn)一步討論安裝座通孔直徑D2對模擬件應(yīng)力水平和應(yīng)力分布的影響規(guī)律。在其他尺寸均不變的基礎(chǔ)上，將D2由基礎(chǔ)模擬件的3 mm分別設(shè)置成6 mm和9 mm，并進(jìn)行有限元計算，選取x軸向焊縫徑向路徑（圖8b）應(yīng)力比進(jìn)行分析對比，結(jié)果如圖12所示。由圖可見，應(yīng)力分布特點(diǎn)與之前相同，隨著D2的增大，安裝座根部倒圓角的應(yīng)力水平在不斷減小，而焊縫的應(yīng)力水平隨著D2的增大而減小。

圖12 不同D2下焊縫徑向等效應(yīng)力分布變化

計算3種模擬件的評估參數(shù)并分析其變化規(guī)律，如圖13所示。從圖中評估參數(shù)J，P，I的變化規(guī)律可以看到，隨著D2增大，非評估參數(shù)I有較為明顯地增大，且遞增幅度也大大地增高了，這代表著非關(guān)心部位的應(yīng)力水平受D2的影響較為顯著。此外，隨著D2增大，評估參數(shù)J也有小幅度的增加，而評估參數(shù)I則小幅度減小，這表明D2對焊縫的應(yīng)力均勻度及與倒角根部之間的應(yīng)力差值的影響很小。根據(jù)綜合評估參數(shù)C的值可以判斷，當(dāng)D2為3 mm的時候，結(jié)果是最優(yōu)的。

圖13 不同D2下評估參數(shù)對比

3.4 模擬件最終尺寸確定

經(jīng)過優(yōu)化分析之后，確定3個優(yōu)化參量的尺寸，分別是D1為39.5 mm，D2為3 mm及ω為50°。表1給出了優(yōu)化前后的模擬件各項(xiàng)參數(shù)的對比。通過4類評估參數(shù)的計算結(jié)果可以看出，雖然評估參數(shù)I和J的數(shù)值在優(yōu)化后有微小的增加，但是根據(jù)評估參數(shù)P的變化可知，優(yōu)化后大大降低了其他非關(guān)心部位的應(yīng)力水平，從而降低了試驗(yàn)過程中模擬件疲勞破壞的位置出現(xiàn)在非焊縫區(qū)域的可能性。最后，由綜合評估參數(shù)C的數(shù)值可以判定優(yōu)化后的模擬件基本達(dá)到了優(yōu)化目標(biāo)的要求，提高了試驗(yàn)的成功率。

表1 評估參數(shù)計算結(jié)果

4 試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證分析

采用MTS Biaxial平面雙軸試驗(yàn)系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)模擬件的雙軸拉伸疲勞試驗(yàn)對可行性進(jìn)行驗(yàn)證，試驗(yàn)條件為比例加載，加載頻率為15 Hz，試驗(yàn)溫度為室溫，x軸和y軸加載應(yīng)力比R均取0.1，采用16～40 kN的載荷級進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，試件的實(shí)物圖如圖14所示。

圖14 模擬件實(shí)物圖

根據(jù)疲勞試驗(yàn)結(jié)果，試件疲勞斷裂位置隨機(jī)出現(xiàn)在x軸或y軸的軸線焊縫處。該文以其中一件16 kN載荷下斷裂位置在y軸軸線焊縫處的試件舉例分析，圖15為該試件的疲勞試驗(yàn)過程中裂紋萌生的示意圖。該試件疲勞壽命范圍為10 597～354 150循環(huán)次數(shù)，從圖中可以看到試件疲勞裂紋萌生的位置在y軸軸線的焊縫處，并且沿著焊縫向兩側(cè)進(jìn)行擴(kuò)展。

從試件的最終斷裂圖（圖16）可以看到，斷口呈直線型平行于x軸，與模擬件設(shè)計的時候所預(yù)測的斷裂位置相同。

圖16 模擬件斷口示意圖

5 結(jié)論

（1）基于航空發(fā)動機(jī)燃燒室機(jī)匣安裝座的受載特征及其焊接結(jié)構(gòu)的幾何特征，設(shè)計了安裝座焊接結(jié)構(gòu)雙軸拉伸模擬件，并提出了模擬件的設(shè)計準(zhǔn)則和優(yōu)化目標(biāo)。

（2）以中心試驗(yàn)區(qū)直徑D1、夾持臂與端面之間夾角ω、安裝座通孔直徑D2為優(yōu)化尺寸，通過有限元計算討論了模擬件的應(yīng)力變化規(guī)律及相應(yīng)的優(yōu)化過程，根據(jù)優(yōu)化模型的評估參數(shù)值，確定了優(yōu)化后模擬件的尺寸參數(shù)。

（3）模擬件的裂紋萌生位置在焊縫處，沿著焊縫向兩側(cè)進(jìn)行擴(kuò)展，破壞形式符合試驗(yàn)要求，能夠用于考核機(jī)匣安裝座環(huán)形焊縫的疲勞性能。