隨著離心壓縮機葉輪制造工藝技術的發展，出現了焊接結構葉輪[1] ，這是風機葉輪制造工藝的一次變革，它使生產三元流、高速、高壓、高強度、特殊性能、窄流道、高質量、長壽命及安全可靠的葉輪成為現實。近年來，高速離心葉輪已基本上全為焊接結構[2-4] 。
某型號焊接結構的離心葉輪采用低碳調質鋼15MnNiCrMoV，運行一段時間后第3級葉輪發生失效，故障葉輪帶有明顯解體疲勞破壞特征。葉輪的宏觀裂紋位置在葉片進口輪蓋側，具體如圖1所示，可以清楚地觀察到疲勞源位于葉片與輪盤焊接引弧區。
2 焊接缺陷檢測
首先選取葉輪中的典型失效葉片分析了失效葉輪的焊接接頭及其缺陷，采用金相檢測手段，嘗試找出相應的失效原因。結果發現，角接頭存在嚴重的焊接缺陷，包括未焊透、接頭組織粗化和裂紋等。
經過檢測，所檢查部位的葉片角焊接均出現了未焊透現象，典型照片見圖2，且未焊透尺寸較大，接近甚至大于單側焊縫及葉片厚度，這意味著實際承載面積嚴重減少，導致葉輪服役過程中焊縫上承受較大的工作應力。形成未焊透的原因有兩個方面：一是設計上的，依據工藝要求有不需要焊透的部位；二是焊工操作層面上的，剖口尺寸小，焊接方位不正確，電流小等原因[5-7] 。
3 應力分析
3.1 分析方法
為了分析角焊縫的焊腳尺寸對靜載強度的影響，針對角焊縫焊接接頭中出現的主要缺陷——未焊透進行靜力學分析。將焊接葉輪焊接接頭簡化為一個帶有兩個角焊縫的T型接頭，利用Ansys11.0軟件平臺進行有限元數值建模及變形與應力分析。這個模型雖然不能完全反映焊接葉輪的真實受力情況，但分析結果對理解焊接葉輪的失效具有意義[8-11] 。
采用有限元數值建模時，將焊接葉輪角焊縫結構簡化為如圖3所示的T型接頭，圖中模擬葉片厚度為9mm，高度為50mm；模擬輪盤厚度為15mm，長度為100mm。假設有一靜載力F=300N作用于葉片的頂端，分別對焊透角焊縫、焊透打磨過渡圓角、未焊透角焊縫及未焊透打磨過渡圓角四種情況，在同樣的施力條件下的應力分布情況進行數值模擬計算與分析。
3.2 結果與討論
應力計算結果見圖4。由云圖可以看出，在葉片末端橫向加載時，在焊縫根部及未焊透的根部均出現了應力集中，其中未打磨圓角時焊縫根部的應力集中高于打磨過渡圓角后的應力。比較圖4中的（a）、（b）、（c）和（d），可以看出，未焊透根部的應力集中情況較嚴重，這與Ejaz等人的分析結果一致[12-14] 。
將模擬輪盤上邊緣（未焊透缺陷所在直線）的應力分布情況（如圖5）和應力峰值（如圖6）進行比較。圖5（a）和（b）給出了未焊透對Mises等效應力分布的影響。可見，在完全焊透的情況下，應力峰值出現在焊趾根部，大小約260MPa；而當存在未焊透缺陷時，應力峰值出現在未焊透缺陷根部（±3mm處）的位置，其大小遠高于完全焊透時的值。這說明未焊透缺陷造成了嚴重的應力集中，使結構中存在薄弱環節，而未焊透本身也相當于裂紋，在較小的應力作用下其應力集中就會導致裂紋尖端達到裂紋擴展應力門檻值，從而加速損傷。因此未焊透缺陷對接頭的靜載能力影響很大。
圖5（c）和（d）表示過渡圓角對應力分布的影響。在完全焊透無過渡圓角的情況下，應力峰值出現在±12.5mm處；而當加工了過渡圓角之后，應力峰值的位置（約±10.0mm處）略向焊縫中心移動（如圖5（c）），應力峰值略有降低，但中心的平均應力增加。存在未焊透缺陷時，過渡圓角使得未焊透根部應力值由560MPa增加到810MPa（如圖6）。分析認為，這是由于加工過渡圓角造成了實際承載面積的減小。此時，雖然光滑過渡減小了焊趾處的應力集中，但其減小的應力將由中間部位承擔，當存在未焊透缺陷的時候根部的應力增加顯著。由此可見，過渡圓角的具體形式及其打磨尺寸的選擇對結構強度影響較大，在制定工藝參數的時候應慎重。
4 結論
采用金相檢測和有限元模擬方法對某型號離心壓縮機葉輪的斷裂行為及其機理進行了檢測與分析。結果表明：
1） 所失效部位的葉片角焊接存在明顯的應力集中；
2） 葉片根部應力集中加速了裂紋的擴展及失穩，成為葉片斷裂失效的主要因素；
3） 過渡圓角的形式及打磨尺寸的選擇對結構強度影響較大，建議調整和精確控制加工的工藝參數。-
上虞風機
