高速列車車體鋁合金側(cè)墻疲勞性能研究

劉德強，蔣 楊

（1.吉林鐵道職業(yè)技術(shù)學院，吉林 吉林市 132001；2.吉林國電吉林江北熱電廠，吉林 吉林市 132001）

0 前言

在軌道車輛尤其是高速列車制造中，隨著列車設(shè)計運行時速的不斷提高，車體輕量化已是提高列車運行速度、降低能耗的重要手段，其中最有效的途徑就是減輕車體自重。鋁合金因具有密度輕、塑性好、比強度高、無低溫脆性轉(zhuǎn)變、耐大氣腐蝕能力強、易于加工成形等優(yōu)點，在軌道車輛制造中的應用越來越廣泛。6005A鋁合金為Al-Mg-Si系中等強度變形鋁合金，具有較好的擠壓成形性和良好的焊接性等優(yōu)點，其空心薄壁擠壓型材廣泛應用于軌道車輛車體、艦船和客貨汽車車體制造中。目前，我國高速列車的焊接仍然以傳統(tǒng)的焊接方法為主（MIG焊接），但是鋁合金的MIG焊接會導致焊接變形、殘余應力大及焊接接頭軟化等問題。這些問題的存在直接影響列車焊接結(jié)構(gòu)在服役過程中的安全性及可靠性等問題[1-6]。

雖然我國的高速列車制造技術(shù)在過去幾年有了很大的飛躍，已處于世界領(lǐng)先水平，但是對于列車鋁合金焊接結(jié)構(gòu)的疲勞性能的研究尚處于起步階段，對于大型焊接構(gòu)件疲勞性能的研究也非常少。本研究采用疲勞試驗與數(shù)值分析相結(jié)合的方式，研究鋁合金側(cè)墻焊接結(jié)構(gòu)的疲勞性能。

1 試驗材料和方法

1.1 試驗材料

本研究針對某鋁合金車體側(cè)墻焊接結(jié)構(gòu)開展疲勞試驗。試件的材料為6005A鋁合金，其化學成分見表1，試件形狀如圖1所示。

表1 6005A鋁合金材料化學成分 %

圖1 試件形狀及尺寸

1.2 疲勞試驗機

疲勞試驗在MTS-793電液伺服疲勞試驗機上進行，試驗機的加載頻率為0～10 Hz，加載載荷范圍為0～50 t。

1.3 名義應力有限元計算

在試驗前，為了確定加載應力，通過ANSYS有限元進行仿真計算，確定試驗時選取的加載力大小。根據(jù)構(gòu)件的幾何構(gòu)形尺寸及加載條件，使用ANSYS建立有限元模型如圖2所示。由于結(jié)構(gòu)為薄壁件，在Heypermesh中用Solid 45單元建模后進行網(wǎng)格劃分，車體側(cè)墻共分為14 033個單元（見圖2）。

圖2 有限元網(wǎng)格劃分

1.4 疲勞試驗

將試樣和工裝安裝于試驗機后，參考GBT 13816-1992焊接接頭脈動拉伸疲勞試驗方法，根據(jù)有限元計算結(jié)果進行加載，同時結(jié)合應變片測試結(jié)果對實際加載載荷進行校正。加載載荷方向垂直于焊縫，加載載荷比R=0.1。試驗載荷從較高應力開始，然后根據(jù)實驗結(jié)果確定下一步加載載荷大小。試驗加載周次截止于107，每一個應力水平至少測試以獲得兩個有效數(shù)據(jù)。

2 實驗結(jié)果和分析

2.1 車體側(cè)墻有限元仿真分析結(jié)果

將劃分好網(wǎng)格的模型導入ANSYS軟件進行靜態(tài)模擬加載，計算焊縫區(qū)的最大應力值，如圖3所示。對于車體側(cè)墻選取最大應力約為60 MPa對應的加載力作為最初試驗加載載荷進行試驗。

圖3 車體側(cè)墻有限元計算結(jié)果

2.2 6005A車體側(cè)墻應力-壽命數(shù)據(jù)

按照1.4節(jié)的疲勞試驗方法進行試驗，獲得6005A車體側(cè)墻試件的應力-壽命數(shù)據(jù)，具體見表2。試驗后觀察破壞試件可知，所有疲勞裂紋都是沿平滑焊縫開裂。

表2 6005A車體側(cè)墻應力-壽命數(shù)據(jù)

2.3 試驗數(shù)據(jù)的評估結(jié)果

2.3.1 均值應力-壽命曲線（Δσa-N）方程

兩種鋁合金型材的均值Δσa-N曲線方程模型可表示為：

均值Δσa-N曲線方程、標準偏差和殘差平方和如表3所示。分別用雙對數(shù)直線方程和雙對數(shù)曲線方程擬合得到的均值Δσa-N曲線如圖4所示。比較雙對數(shù)直線方程和雙對數(shù)曲線方程的殘差平方和可知，兩者的殘差平方和接近，但是曲線模型擬合殘差平方和更小，因此本研究選用雙對數(shù)曲線模型。

2.3.2 概率應力-壽命曲線（P-Δσa-N）方程

表3 6005A車體側(cè)墻的均值Δσa-N曲線方程

圖4 車體側(cè)墻均值Δσa-N曲線

對于試驗數(shù)據(jù)擬合采用的雙對數(shù)曲線模型，疲勞設(shè)計中，為了保證結(jié)構(gòu)具有一定的可靠性，常常取正態(tài)分布的3倍標準偏差(即3σ)所對應的存活率（99.87%）作為設(shè)計標準。由表2、表3數(shù)據(jù)以及公式y(tǒng)p=f（a0，…，ap；N）+upσ計算可得，車體側(cè)墻試件的1倍、2倍和3倍標準偏差對應的存活率（分別為84.13%，97.72%和99.87%）的P-Δσa-N曲線方程如表4所示，其曲線如圖5所示。

表4 概率曲線方程解析式

2.4 疲勞斷口分析

試件疲勞斷口的SEM形貌如圖6所示。接頭斷裂在接頭的軟化區(qū)，從整個斷口來看，A6005A鋁合金焊縫中無明顯缺陷。由于該接頭是不等厚度的兩種型材進行連接，因而整個接頭的截面積不等，焊縫區(qū)域、焊縫與母材相交的軟化區(qū)都是截面變化最大的區(qū)域，而該試件斷裂位置在軟化區(qū)，必須考慮試件形狀因素引起的應力集中對接頭疲勞性能的影響。

圖5 車體側(cè)墻P-Δσa-N曲線

圖6a和圖6e分別是該試件疲勞斷口中顯現(xiàn)出疲勞斷裂特征的區(qū)域。其中圖6a位于斷口中部，是變截面的區(qū)域，圖中也能明顯看出此處截面積的改變。圖6e位于斷口的上半部。分別對這兩個區(qū)域進行分析：圖6a的區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅱ出現(xiàn)了明顯的疲勞條帶。故而可以對疲勞條帶的走向進行分析，找出疲勞源。對圖6a中的區(qū)域Ⅱ進行放大得到圖6b，由圖6b可知，疲勞的擴展方向從右上向左下的，即疲勞源的方向位于該區(qū)域右上方。對6a中的區(qū)域Ⅰ進行放大得到圖6c，由圖中疲勞條帶的走向可知，疲勞裂紋的擴展方向是由左下到右上的，即疲勞源位于該區(qū)域的左下方。結(jié)合圖6a可知，兩組疲勞條帶指向的疲勞源的方向一致，為同一疲勞源，圖6d中虛線部分勾畫出的區(qū)域，即為疲勞源所在的區(qū)域。該處疲勞源在表面區(qū)域，而且位于截面變化最劇烈的部位，表現(xiàn)為沿晶斷裂的形貌，并沒有明顯缺陷，疲勞源頭應該是形狀因素引起的應力集中所致。結(jié)合圖6e，可知此處也有一個疲勞源，根據(jù)圖6e區(qū)域Ⅲ得到放大圖6f。由疲勞溝線的收斂方向可以找到疲勞源的方向是由左向右指向試件右側(cè)表面的，如圖6e中虛線框中的區(qū)域。該試件有兩處疲勞源，圖6e處的疲勞源為位于上半部邊角處，圖6a的疲勞源位于變截面處，為典型的應力集中的疲勞源分布形態(tài)[7]。根據(jù)疲勞源附近疲勞條帶的疏密程度，對比兩處疲勞源附近的疲勞條帶可知，圖6a處附近的疲勞條帶間距更窄，且此處疲勞源更為光滑，說明其萌生的時間更早，是初始疲勞裂紋源。因此對于A6005A鋁合金焊接結(jié)構(gòu)，不等厚試件的連接引起的截面變化會造成嚴重的應力集中，降低其接頭的疲勞性能。

3 結(jié)論

（1）采用數(shù)值模擬的方式對車體側(cè)墻等大型構(gòu)件進行載荷預測是可行的。車體側(cè)墻的疲勞壽命是29.1 MPa。

（2）試件斷裂位置在軟化區(qū)，因此必須考慮試件形狀因素而引起的應力集中對接頭疲勞性能的影響。

[1]薛 淳，方 鳴.中國和諧號CRH動車組[J].中國科技投資，2008（12）：36-38.

[2]王元良，周友龍，胡久富.鋁合金運載工具輕量化及其焊接[J].電焊機，2005，35（9）：14-18.

[3]劉 祥.鑄造合金力學及物理性能[M].北京：機械工業(yè)出版社，1982.

圖6 A6005A鋁合金接頭斷口形貌

[4]張定銓，何家文.材料中殘余應力的X射線衍射分析和作用[M].西安：西安交通大學出版社，1999.

[5]SH IMIZU K，TORII T，MA Y.Crack opening sliding morphology and stress intensity factor of slant fatigue crack[J].Key Engineering Materials，2005（297-300）：697-702.

[6]拉伊達.焊接熱效應[M].北京：機械工業(yè)出版社，1997.

[7]鐘群鵬，趙子華.斷口學[M].北京：高等教育出版社，2006：243-236.