鋁合金型材融合口材料疲勞極限測(cè)定

鋁合金型材融合口材料疲勞極限測(cè)定白鑫;謝里陽(yáng);佟安時(shí);李銘;譚秀峰【摘要】為了測(cè)試口形鋁合金型材融合口處材料的疲勞極限,針對(duì)型材尺寸、形狀和融合口位置的特殊性一一不能設(shè)計(jì)成符合現(xiàn)有規(guī)范的標(biāo)準(zhǔn)疲勞試樣形狀，設(shè)計(jì)了L形缺口試樣及其疲勞試驗(yàn)夾具.通過(guò)有限元模擬試驗(yàn)載荷、仿真試樣應(yīng)力分布，應(yīng)用數(shù)值回歸的方法求解出最大應(yīng)力值，確立了試驗(yàn)載荷與L形缺口試樣疲勞應(yīng)力之間的函數(shù)關(guān)系.利用設(shè)計(jì)的試樣和夾具進(jìn)行升降法試驗(yàn)，測(cè)得了一種口形鋁合金型材融合口處材料的疲勞極限，并對(duì)試樣進(jìn)行了斷口分析.【期刊名稱(chēng)】《中國(guó)機(jī)械工程》【年(卷)，期】2016(027)010【總頁(yè)數(shù)】5頁(yè)(P1388-1392)【關(guān)鍵詞】鋁合金型材;融合口;L形缺口試樣;升降法試驗(yàn);疲勞極限【作者】白鑫;謝里陽(yáng);佟安時(shí);李銘;譚秀峰【作者單位】東北大學(xué),沈陽(yáng),110819;東北大學(xué)，沈陽(yáng),110819;東北大學(xué)，沈陽(yáng)110819;東北大學(xué),沈陽(yáng),110819;東北大學(xué),沈陽(yáng),110819【正文語(yǔ)種】中文【中圖分類(lèi)】TH122隨著軌道交通運(yùn)輸業(yè)的發(fā)展和節(jié)能環(huán)保意識(shí)的增強(qiáng)，車(chē)輛輕量化成為各國(guó)研究的熱點(diǎn)，鋁合金逐漸成為地鐵列車(chē)、高速列車(chē)等現(xiàn)代交通工具的關(guān)鍵材料［1-2］。鋁合金具有良好的擠壓成形性能和焊接性能，被廣泛應(yīng)用于地鐵車(chē)體所需的大型薄壁、中空型材的制造［3-4］。多數(shù)中空大截面鋁型材是采用分流組合模焊合擠壓成形的，擠壓焊縫很難避免［5］，這種擠壓焊縫被稱(chēng)為融合口（也稱(chēng)為焊合口）［6］。融合口處材料的內(nèi)部組織是來(lái)自不同區(qū)域的兩種組織，這兩種組織不僅晶粒取向不同，流動(dòng)速度也存在差異。擠壓生產(chǎn)過(guò)程中，這兩種組織在接觸瞬間產(chǎn)生錯(cuò)動(dòng)、摩擦，融合口處材料發(fā)生能量轉(zhuǎn)換，動(dòng)能轉(zhuǎn)變?yōu)閯?shì)能和熱能，所以，融合口處材料的組織不均勻，其熱量也比基體組織高。為實(shí)現(xiàn)中國(guó)軌道交通材料的國(guó)產(chǎn)化，對(duì)融合口處材料進(jìn)行靜強(qiáng)度、腐蝕性能、疲勞性能等方面的檢測(cè)很有必要［5-7］。在疲勞方面，由于融合口所處部位的形狀和尺寸限制，往往很難加工成標(biāo)準(zhǔn)疲勞試樣。針對(duì)口形鋁合金型材融合口處材料疲勞極限獲取的特殊性，本文提出了合適的疲勞極限的試驗(yàn)方案，設(shè)計(jì)了一種L形缺口試樣及其疲勞試驗(yàn)夾具，實(shí)現(xiàn)了試驗(yàn)件加載壓力與其疲勞應(yīng)力之間的換算，最后檢測(cè)了一種口形鋁型材融合口處材料的疲勞極限，斷口分析結(jié)果驗(yàn)證了試驗(yàn)的合理性。為測(cè)試口形鋁型材融合口處材料的疲勞極限，首先需要設(shè)計(jì)出L形缺口試樣和試驗(yàn)夾具。1.1含融合口的L形缺口試樣多數(shù)由分流組合模焊合擠壓制成的口形鋁型材含有融合口。圖1所示為中國(guó)某廠家自主研發(fā)的含融合口的口形A7N01S鋁型材。由于融合口位于口形材的拐角處，無(wú)法制成標(biāo)準(zhǔn)板形試樣［8］，為了實(shí)現(xiàn)試驗(yàn)試樣融合口處疲勞性能的檢測(cè)，本文設(shè)計(jì)了L形試樣，在試樣拐角處設(shè)計(jì)了缺口，并設(shè)計(jì)成懸臂梁式的受載形式，如圖2所示。根據(jù)L形試樣的受載特點(diǎn)，將L形試樣的兩個(gè)臂進(jìn)行區(qū)分：直接承受載荷作用的試樣橫臂稱(chēng)為懸臂，長(zhǎng)度為懸臂長(zhǎng)度;另一個(gè)被夾緊的、試驗(yàn)時(shí)處于豎立位置的試樣臂稱(chēng)為立臂，長(zhǎng)度為200mm。圖2中，H為有效立臂高度；F為疲勞載荷大小，kN；L為載荷作用力臂長(zhǎng)度，L=40mm。1.2試驗(yàn)夾具根據(jù)L形缺口試樣的試驗(yàn)要求，設(shè)計(jì)了疲勞試驗(yàn)夾具。如圖3所示，通過(guò)緊固螺栓使壓板壓牢L形缺口試樣的立臂，從而實(shí)現(xiàn)了試樣的固定；通過(guò)壓頭的往復(fù)作用，實(shí)現(xiàn)了循環(huán)載荷的加載。根據(jù)夾具對(duì)L形試樣的夾持位置，可將試樣的立臂分為兩部分：被螺栓和壓板鎖緊的試樣立臂部分和未被鎖緊的立臂部分。由于被鎖緊的立臂部分的所有運(yùn)動(dòng)自由度均被限制，故在壓頭的疲勞載荷下，立臂的變形只體現(xiàn)在未被鎖緊的立臂部分。為敘述方便，本文簡(jiǎn)稱(chēng)未被鎖緊的立臂部分為有效立臂，其高度稱(chēng)為有效立臂高度(H=90mm)。為了實(shí)現(xiàn)試驗(yàn)件加載壓力與其疲勞應(yīng)力之間的換算，對(duì)試驗(yàn)試樣進(jìn)行了有限元分析。2.1試驗(yàn)試樣有限元模型采用大型商業(yè)通用有限元軟件ABAQUS對(duì)試樣缺口處應(yīng)力進(jìn)行有限元分析。在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，因?yàn)長(zhǎng)形缺口試樣立臂的變形只體現(xiàn)在有效立臂上，故可直接將立臂高度簡(jiǎn)化為有效立臂高度。對(duì)有效立臂的頂端平面進(jìn)行全約束，對(duì)緊貼L形試樣托架的有效立臂外側(cè)面進(jìn)行X軸方向平動(dòng)自由度的約束。設(shè)計(jì)L形缺口試樣的母材(A7N01S)力學(xué)性能參數(shù)見(jiàn)表1。采用C3D8R單元對(duì)試樣模型進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分，整體網(wǎng)格尺寸為1mm，缺口處單元細(xì)化至0.3mm。通過(guò)點(diǎn)、線的運(yùn)動(dòng)自由度耦合，將集中力9.18kN加載至“L=40mm處的有限元節(jié)點(diǎn)集”(圖4,試樣懸臂上端面的耦合點(diǎn)，該點(diǎn)集排列位置呈一直線)，方向沿Y軸負(fù)方向。2.2有限元仿真由于結(jié)構(gòu)產(chǎn)生疲勞裂紋的方向與最大主應(yīng)力方向有關(guān)［9-10］，故以最大主應(yīng)力作為疲勞評(píng)估的參考應(yīng)力。圖5所示為有限元模型的求解結(jié)果，在試樣缺口表面與試樣對(duì)稱(chēng)中面的交線上，距試樣懸臂底面最近的位置為L(zhǎng)形試樣的應(yīng)力集中處，此處節(jié)點(diǎn)應(yīng)力值最大（299.4MPa）。因?yàn)閼?yīng)力集中位置的應(yīng)力求解結(jié)果受單元尺寸的影響［11-12］,有限元直接求解、獲得的最大應(yīng)力值并非應(yīng)力集中處的真實(shí)應(yīng)力值。為此，以最大應(yīng)力點(diǎn)為位置零點(diǎn)，提取沿缺口法向距最大應(yīng)力點(diǎn)不同距離的多個(gè)節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力值，并設(shè)置成坐標(biāo)點(diǎn)的形式，即各被提取的節(jié)點(diǎn)與最大應(yīng)力點(diǎn)的距離為橫坐標(biāo)，對(duì)應(yīng)提取節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力S為縱坐標(biāo)。然后，對(duì)各坐標(biāo)點(diǎn)的數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸，得到最大應(yīng)力節(jié)點(diǎn)的真實(shí)應(yīng)力的逼近值。圖6所示為各被提取節(jié)點(diǎn)的位置（粗實(shí)線上的各節(jié)點(diǎn)），圖7所示為提取節(jié)點(diǎn)的坐標(biāo)和擬合曲線，擬合方程如下：S=12.66057+293.9119e-r/1.90066（MPa）通過(guò)式（1）求解出r=0處的應(yīng)力，即最大應(yīng)力，其值為306.97MPa。根據(jù)彈性力學(xué)知識(shí)，可得壓頭的壓力大小與試樣受疲勞應(yīng)力大小的線性關(guān)系：式中，F(xiàn)為壓頭壓力，kN。用GPS-100高頻疲勞試驗(yàn)機(jī)，在應(yīng)力比R=0.7（經(jīng)嘗試，該應(yīng)力比下A7N01S的L形缺口試樣的高頻疲勞試驗(yàn)較易實(shí)現(xiàn)且狀態(tài)比較穩(wěn)定），規(guī)定壽命為1.0x107次載荷循環(huán)下，對(duì)圖2所示的L形缺口試樣進(jìn)行升降法試驗(yàn)，如圖8所示。試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2。圖9所示為循環(huán)載荷升降圖：16個(gè)試驗(yàn)試樣結(jié)果中，7個(gè)斷裂，9個(gè)溢出，共配成7對(duì)；利用配對(duì)法［13］處理試驗(yàn)數(shù)據(jù)，由式（2）得到融合口處的疲勞極限為306.97MPa（壓頭壓力F=9.18kN對(duì)應(yīng)的疲勞應(yīng)力）；應(yīng)力級(jí)差為5.016MPa（對(duì)應(yīng)的F=0.15kN），小于5%的疲勞極限，滿足升降法要求［13］。為了與廠家提供的母材疲勞極限值（對(duì)稱(chēng)循環(huán)載荷下的拉-壓疲勞極限值115MPa）進(jìn)行對(duì)比，使用Gerber拋物線公式［14-15］:將應(yīng)力比R=0.7的融合口處材料的疲勞極限轉(zhuǎn)換成對(duì)稱(chēng)循環(huán)載荷下的疲勞極限，轉(zhuǎn)換后的結(jié)果為87.12MPa，低于母材疲勞極限24.24%。其中，Sa為應(yīng)力幅值，Sm為平均應(yīng)力值，S-1為對(duì)稱(chēng)循環(huán)載荷下的疲勞極限值，。b為強(qiáng)度極限值。為驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果的合理性，對(duì)L形缺口試樣的斷口進(jìn)行了分析。圖10中試樣裂紋起裂位置與擴(kuò)展方向符合有限元仿真應(yīng)力分布。將圖10所示的試驗(yàn)后的裂紋試樣拉斷，切割制成斷口試樣，進(jìn)行宏觀和微觀分析。如圖11、圖12所示，試驗(yàn)后的L形試樣斷口光滑，具有典型的疲勞斷口形貌，含有裂紋源、裂紋擴(kuò)展區(qū)及瞬斷區(qū)。如圖12a所示，裂紋擴(kuò)展比較平緩(相對(duì)于圖12b~圖12d),為主裂紋源，位于試樣缺口處起裂邊的中心位置(距試樣懸臂底面最近的位置)，與有限元仿真的應(yīng)力集中最嚴(yán)重位置一致。由宏觀斷口可知，裂紋起始于主裂紋源，并呈放射狀向周?chē)鷶U(kuò)展，形成了明顯的疲勞條痕特征，如疲勞條帶、平行的疲勞裂紋(圖12b)，此區(qū)域?yàn)槠诹鸭y擴(kuò)展區(qū)。當(dāng)試樣有效承載面積逐漸減小，斷口有分布均勻的韌窩(圖12c)，此為疲勞瞬斷區(qū)。為了保護(hù)斷口形貌，當(dāng)試驗(yàn)的載荷頻率下降8Hz時(shí)，及時(shí)停止試驗(yàn)，再拉斷試樣，所以斷口有明顯傾向于一側(cè)受力的韌窩，呈撕裂狀(圖12d)。斷口分析說(shuō)明，試驗(yàn)試樣的應(yīng)力分布情況與有限元的仿真結(jié)果一致，這也從另一個(gè)側(cè)面證明了本文設(shè)計(jì)試驗(yàn)的正確性。本文設(shè)計(jì)的含融合口的L形缺口試樣及其試驗(yàn)夾具，可以實(shí)現(xiàn)口形鋁型材的融合口處材料的疲勞性能的測(cè)試。利用有限元模擬試驗(yàn)加載，通過(guò)對(duì)最大應(yīng)力位置的周?chē)?jié)點(diǎn)的應(yīng)力數(shù)值回歸，獲得最大應(yīng)力的逼近值，從而可以建立壓頭壓力與L形缺口試樣所受疲勞應(yīng)力的對(duì)應(yīng)關(guān)系。測(cè)試的口形A7N01S鋁型材融合口處材料的疲勞極限(87.12MPa)低于母材的疲勞極限(115.0MPa)。【相關(guān)文獻(xiàn)】SudhakarI,MadhuV,ReddyGM,etal.EnhancementofWearandBallisticResistanceofArmourGradeAA7075AluminiumAlloyUsingFrictionStirProcessing[J].DefenceTechnology,2015,11(1):10-17.LiuX,ZhangL,WangL,etal.FatigueBehaviorandLifePredictionofA7N01AluminiumAlloyWeldedJoint[J].TransactionsofNonferrousMetalsSocietyofChina,2012,22(12):2930-2936.LuB,LiN.VersatileAluminumAlloySurfacewithVariousWettability[J].AppliedSurfaceScience,2015,326:168-173.王祝唐，田榮璋.鋁合金及其加工手冊(cè)[M].3版.長(zhǎng)沙：中南大學(xué)出版社,2005.楊麗,吳海旭，秦利,等.地鐵車(chē)體用6005A-T6鋁合金型材的理化檢驗(yàn)[J].輕合金加工技術(shù)2014(9):44-47.YangLi,WuHaixu,QinLi,etal.PhysicalandChemicalTestof6005A-T6AluminumAlloyProfilesforSubwayVehicle[J].LightAlloyFabricationTechnology,2014:44-47.李瑞清，王剛，孫本良,等.階段時(shí)效對(duì)7N01合金腐蝕的影響[J].中國(guó)金屬通報(bào),2013(44):44-45.LiRuiqing,WangGang,SunBenliang,etal.StageandOtherEffectsofAgingon7N01AlloyCorrosion[J].ChinaMetalBulletin,2013(44):44-45.[7]HolstA.OptimalTestPlanningforHighCycleFatigueLimitTesting[J].AnnalsofOperationsResearch,2015,224(1):101-110.中國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會(huì).GB/T228.1-2010金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分:室溫試驗(yàn)方法[S].北京：中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社,2011.[9]KassnerM.FatigueStrengthAnalysisofaWeldedRailwayVehicleStructurebyDifferentMethods[J].InternationalJournalofFatigue,2012,34(1):103-111.白鑫,謝里陽(yáng).平穩(wěn)隨機(jī)載荷歷程下的疲勞裂紋擴(kuò)展規(guī)律預(yù)測(cè)[J].航空學(xué)報(bào),2014,35(9):2500-2505.BaiXin,XieLiyang.FatigueCrackLawPredictionBasedonSteadyRandomLoad[J].ActaAeronauticaetAstronauticaSinica,2014,35(9):2500-2505.廖智奇,吳運(yùn)新,袁海洋.表面粗糙度對(duì)三維應(yīng)力集中系數(shù)及疲勞壽命的影響[J].中國(guó)機(jī)械工程2015,26(2):147-151.LiaoZhiqi,WuYunxin,YuanHaiyang,etal.InfluencesofSurfaceRoughnessonThreeDimensionalStressConcentrationFactorandFatigueLife[J].ChinaMechanicalEngineering,2015,26(2):147-151.葛恩德，蘇宏華,程遠(yuǎn)慶，等.TC4板孔冷擠壓強(qiáng)化殘余應(yīng)力分布與疲勞壽命[J].中國(guó)機(jī)械工程,2015,26(7):971-976.GeEnde,SuHonghua,ChengYuanqing,etal.ResidualStressFieldsandFatigueLifeofCoIdExpansionHoleinTitaniumAlloyTC4[J].ChinaMechanicalEngineering,2015,26(7):971-976.ISO.ISO12107MetallicMaterials-FatigueTesting-