鋁合金型材融合口材料疲勞極限測定

鋁合金型材融合口材料疲勞極限測定白鑫;謝里陽;佟安時;李銘;譚秀峰【摘要】為了測試口形鋁合金型材融合口處材料的疲勞極限,針對型材尺寸、形狀和融合口位置的特殊性一一不能設計成符合現(xiàn)有規(guī)范的標準疲勞試樣形狀，設計了L形缺口試樣及其疲勞試驗夾具.通過有限元模擬試驗載荷、仿真試樣應力分布，應用數(shù)值回歸的方法求解出最大應力值，確立了試驗載荷與L形缺口試樣疲勞應力之間的函數(shù)關系.利用設計的試樣和夾具進行升降法試驗，測得了一種口形鋁合金型材融合口處材料的疲勞極限，并對試樣進行了斷口分析.【期刊名稱】《中國機械工程》【年(卷)，期】2016(027)010【總頁數(shù)】5頁(P1388-1392)【關鍵詞】鋁合金型材;融合口;L形缺口試樣;升降法試驗;疲勞極限【作者】白鑫;謝里陽;佟安時;李銘;譚秀峰【作者單位】東北大學,沈陽,110819;東北大學，沈陽,110819;東北大學，沈陽110819;東北大學,沈陽,110819;東北大學,沈陽,110819【正文語種】中文【中圖分類】TH122隨著軌道交通運輸業(yè)的發(fā)展和節(jié)能環(huán)保意識的增強，車輛輕量化成為各國研究的熱點，鋁合金逐漸成為地鐵列車、高速列車等現(xiàn)代交通工具的關鍵材料［1-2］。鋁合金具有良好的擠壓成形性能和焊接性能，被廣泛應用于地鐵車體所需的大型薄壁、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］，這種擠壓焊縫被稱為融合口（也稱為焊合口）［6］。融合口處材料的內(nèi)部組織是來自不同區(qū)域的兩種組織，這兩種組織不僅晶粒取向不同，流動速度也存在差異。擠壓生產(chǎn)過程中，這兩種組織在接觸瞬間產(chǎn)生錯動、摩擦，融合口處材料發(fā)生能量轉(zhuǎn)換，動能轉(zhuǎn)變?yōu)閯菽芎蜔崮?，所以，融合口處材料的組織不均勻，其熱量也比基體組織高。為實現(xiàn)中國軌道交通材料的國產(chǎn)化，對融合口處材料進行靜強度、腐蝕性能、疲勞性能等方面的檢測很有必要［5-7］。在疲勞方面，由于融合口所處部位的形狀和尺寸限制，往往很難加工成標準疲勞試樣。針對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方案，設計了一種L形缺口試樣及其疲勞試驗夾具，實現(xiàn)了試驗件加載壓力與其疲勞應力之間的換算，最后檢測了一種口形鋁型材融合口處材料的疲勞極限，斷口分析結果驗證了試驗的合理性。為測試口形鋁型材融合口處材料的疲勞極限，首先需要設計出L形缺口試樣和試驗夾具。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，無法制成標準板形試樣［8］，為了實現(xiàn)試驗試樣融合口處疲勞性能的檢測，本文設計了L形試樣，在試樣拐角處設計了缺口，并設計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，將L形試樣的兩個臂進行區(qū)分：直接承受載荷作用的試樣橫臂稱為懸臂，長度為懸臂長度;另一個被夾緊的、試驗時處于豎立位置的試樣臂稱為立臂，長度為200mm。圖2中，H為有效立臂高度；F為疲勞載荷大小，kN；L為載荷作用力臂長度，L=40mm。1.2試驗夾具根據(jù)L形缺口試樣的試驗要求，設計了疲勞試驗夾具。如圖3所示，通過緊固螺栓使壓板壓牢L形缺口試樣的立臂，從而實現(xiàn)了試樣的固定；通過壓頭的往復作用，實現(xiàn)了循環(huán)載荷的加載。根據(jù)夾具對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動自由度均被限制，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，本文簡稱未被鎖緊的立臂部分為有效立臂，其高度稱為有效立臂高度(H=90mm)。為了實現(xiàn)試驗件加載壓力與其疲勞應力之間的換算，對試驗試樣進行了有限元分析。2.1試驗試樣有限元模型采用大型商業(yè)通用有限元軟件ABAQUS對試樣缺口處應力進行有限元分析。在實驗過程中，因為L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化為有效立臂高度。對有效立臂的頂端平面進行全約束，對緊貼L形試樣托架的有效立臂外側(cè)面進行X軸方向平動自由度的約束。設計L形缺口試樣的母材(A7N01S)力學性能參數(shù)見表1。采用C3D8R單元對試樣模型進行有限元網(wǎng)格劃分，整體網(wǎng)格尺寸為1mm，缺口處單元細化至0.3mm。通過點、線的運動自由度耦合，將集中力9.18kN加載至“L=40mm處的有限元節(jié)點集”(圖4,試樣懸臂上端面的耦合點，該點集排列位置呈一直線)，方向沿Y軸負方向。2.2有限元仿真由于結構產(chǎn)生疲勞裂紋的方向與最大主應力方向有關［9-10］，故以最大主應力作為疲勞評估的參考應力。圖5所示為有限元模型的求解結果，在試樣缺口表面與試樣對稱中面的交線上，距試樣懸臂底面最近的位置為L形試樣的應力集中處，此處節(jié)點應力值最大（299.4MPa）。因為應力集中位置的應力求解結果受單元尺寸的影響［11-12］,有限元直接求解、獲得的最大應力值并非應力集中處的真實應力值。為此，以最大應力點為位置零點，提取沿缺口法向距最大應力點不同距離的多個節(jié)點的應力值，并設置成坐標點的形式，即各被提取的節(jié)點與最大應力點的距離為橫坐標，對應提取節(jié)點的應力S為縱坐標。然后，對各坐標點的數(shù)據(jù)進行回歸，得到最大應力節(jié)點的真實應力的逼近值。圖6所示為各被提取節(jié)點的位置（粗實線上的各節(jié)點），圖7所示為提取節(jié)點的坐標和擬合曲線，擬合方程如下：S=12.66057+293.9119e-r/1.90066（MPa）通過式（1）求解出r=0處的應力，即最大應力，其值為306.97MPa。根據(jù)彈性力學知識，可得壓頭的壓力大小與試樣受疲勞應力大小的線性關系：式中，F(xiàn)為壓頭壓力，kN。用GPS-100高頻疲勞試驗機，在應力比R=0.7（經(jīng)嘗試，該應力比下A7N01S的L形缺口試樣的高頻疲勞試驗較易實現(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，對圖2所示的L形缺口試樣進行升降法試驗，如圖8所示。試驗結果見表2。圖9所示為循環(huán)載荷升降圖：16個試驗試樣結果中，7個斷裂，9個溢出，共配成7對；利用配對法［13］處理試驗數(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對應的疲勞應力）；應力級差為5.016MPa（對應的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（對稱循環(huán)載荷下的拉-壓疲勞極限值115MPa）進行對比，使用Gerber拋物線公式［14-15］:將應力比R=0.7的融合口處材料的疲勞極限轉(zhuǎn)換成對稱循環(huán)載荷下的疲勞極限，轉(zhuǎn)換后的結果為87.12MPa，低于母材疲勞極限24.24%。其中，Sa為應力幅值，Sm為平均應力值，S-1為對稱循環(huán)載荷下的疲勞極限值，。b為強度極限值。為驗證試驗結果的合理性，對L形缺口試樣的斷口進行了分析。圖10中試樣裂紋起裂位置與擴展方向符合有限元仿真應力分布。將圖10所示的試驗后的裂紋試樣拉斷，切割制成斷口試樣，進行宏觀和微觀分析。如圖11、圖12所示，試驗后的L形試樣斷口光滑，具有典型的疲勞斷口形貌，含有裂紋源、裂紋擴展區(qū)及瞬斷區(qū)。如圖12a所示，裂紋擴展比較平緩(相對于圖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)，與有限元仿真的應力集中最嚴重位置一致。由宏觀斷口可知，裂紋起始于主裂紋源，并呈放射狀向周圍擴展，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)域為疲勞裂紋擴展區(qū)。當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)。為了保護斷口形貌，當試驗的載荷頻率下降8Hz時，及時停止試驗，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)。斷口分析說明，試驗試樣的應力分布情況與有限元的仿真結果一致，這也從另一個側(cè)面證明了本文設計試驗的正確性。本文設計的含融合口的L形缺口試樣及其試驗夾具，可以實現(xiàn)口形鋁型材的融合口處材料的疲勞性能的測試。利用有限元模擬試驗加載，通過對最大應力位置的周圍節(jié)點的應力數(shù)值回歸，獲得最大應力的逼近值，從而可以建立壓頭壓力與L形缺口試樣所受疲勞應力的對應關系。測試的口形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)。【相關文獻】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[M].3版.長沙：中南大學出版社,2005.楊麗,吳海旭，秦利,等.地鐵車體用6005A-T6鋁合金型材的理化檢驗[J].輕合金加工技術2014(9):44-47.YangLi,WuHaixu,QinLi,etal.PhysicalandChemicalTestof6005A-T6AluminumAlloyProfilesforSubwayVehicle[J].LightAlloyFabricationTechnology,2014:44-47.李瑞清，王剛，孫本良,等.階段時效對7N01合金腐蝕的影響[J].中國金屬通報,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.中國國家標準化管理委員會.GB/T228.1-2010金屬材料拉伸試驗第1部分:室溫試驗方法[S].北京：中國標準出版社,2011.[9]KassnerM.FatigueStrengthAnalysisofaWeldedRailwayVehicleStructurebyDifferentMethods[J].Internati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