2024-T351鋁合金攪拌摩擦搭接焊接頭疲勞性能與壽命預(yù)測

雷星海 王瑞杰 米 鵬

（昆明理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，昆明 650500）

文 摘 通過實(shí)驗(yàn)觀察2024-T351鋁合金攪拌摩擦搭接焊接頭焊縫附近區(qū)域的焊縫橫截面形貌及金相組織。觀察表明攪拌摩擦搭接焊接頭前進(jìn)側(cè)與后退側(cè)存在形狀不對稱的鉤狀缺陷。將攪拌摩擦搭接焊接頭在MTS材料實(shí)驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行恒幅疲勞加載，得到名義應(yīng)力幅S-N曲線。根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果建立搭接接頭的彈塑性有限元模型，利用SWT疲勞損傷公式和應(yīng)力集中區(qū)域循環(huán)應(yīng)力應(yīng)變有限元分析結(jié)果數(shù)據(jù)，預(yù)測搭接接頭疲勞壽命，并將壽命預(yù)測結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比。結(jié)果表明：在低周疲勞壽命范圍內(nèi)，采用SWT疲勞損傷公式對攪拌摩擦搭接焊接頭的預(yù)測結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果接近，誤差均在2個(gè)因子內(nèi)，但對高周疲勞壽命的預(yù)測結(jié)果存在較大誤差。分析表明，搭接接頭的應(yīng)力集中程度比有效厚度對疲勞壽命的影響更大。

0 引言

由于鋁合金熔點(diǎn)低，導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容、線脹系數(shù)較大，在采用傳統(tǒng)熔焊連接工藝的過程中容易產(chǎn)生變形、裂紋、孔洞等焊接缺陷[1]。攪拌摩擦焊（FSW）技術(shù)對鋁合金連接上的運(yùn)用很好地解決了這些焊接缺陷。FSW過去主要用于對接連接，這項(xiàng)技術(shù)的發(fā)展使其成為一種較為靈活的焊接工藝，生產(chǎn)出各種基于對接和搭接（FSLW）的幾何形狀。隨著FSW焊接工藝的不斷研究與發(fā)展，F(xiàn)SW焊接結(jié)構(gòu)的疲勞性能的評估也越來越受到重視。對于常規(guī)焊接結(jié)構(gòu)疲勞評估，EUROCODE 9和IIW被作為重要的指導(dǎo)方針[2-3]，但是這些指導(dǎo)方針只是針對傳統(tǒng)焊接方法的焊接結(jié)構(gòu)，而不涉及采用FSW焊接結(jié)構(gòu)。

當(dāng)前對FSLW接頭的強(qiáng)度評估還沒有統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn)，大多數(shù)學(xué)者根據(jù)自己的實(shí)驗(yàn)結(jié)果去分析FSLW接頭中存在的問題。PAPADOPOULOS等人[4]認(rèn)為FSLW接頭的拉伸強(qiáng)度隨著焊縫數(shù)目增多而提高，但是拉伸強(qiáng)度并不一定導(dǎo)致疲勞性能的提高，疲勞性能的高低可能由焊接缺陷主導(dǎo)。目前研究認(rèn)為FSLW連接的焊接缺陷主要有兩種：一種是孔洞缺陷，該種缺陷可以通過優(yōu)化焊接參數(shù)來解決[5]；另一種是鉤狀缺陷（Hook defect）或冷搭缺陷（Cold lap），目前還沒有方法完全消除。鉤狀缺陷的存在影響了搭接接頭的有效厚度。岳玉梅等人[6]通過使用半螺紋攪拌頭在焊接中獲得較大的有效板材厚度；柯黎明等人[7]分別用左右螺紋攪拌頭交替進(jìn)行雙道搭接焊連接，獲得了較大的有效板材厚度，且增大了焊縫搭接寬度，接頭的受載能力較單道焊接頭有了很大的提高。ERICSSON等人[8]通過研究6082-T6鋁合金FSLW接頭的疲勞性能，認(rèn)為接頭搭接面在疲勞加載下產(chǎn)生一個(gè)彎曲和剪切的組合載荷。WANG等人[9]采用局部應(yīng)力和結(jié)構(gòu)應(yīng)力法對鎂合金FSLW接頭進(jìn)行了疲勞壽命預(yù)測，認(rèn)為結(jié)構(gòu)應(yīng)力法可以給出較合理的計(jì)算壽命應(yīng)力關(guān)系，但預(yù)測結(jié)果并不理想。FSLW接頭的疲勞性能比較復(fù)雜，一方面搭接接頭受到拉伸載荷時(shí)產(chǎn)生了剪切和彎曲的組合，施加到搭接接頭末端的力導(dǎo)致搭接區(qū)域的偏心載荷，使得接頭旋轉(zhuǎn)而產(chǎn)生彎曲變形；另一方面搭接界面的遷移導(dǎo)致“鉤狀缺陷”，引起焊縫兩側(cè)不對稱的應(yīng)力集中現(xiàn)象，以及焊接區(qū)域材料的性能變化，使得搭接接頭的受力更加復(fù)雜。

本文擬對2024-T351鋁合金FSLW接頭區(qū)域進(jìn)行顯微組織觀察，對試件進(jìn)行疲勞加載，分析接頭處在循環(huán)加載下的應(yīng)力應(yīng)變，進(jìn)而采用局部應(yīng)力應(yīng)變法預(yù)測其壽命。

1 實(shí)驗(yàn)

材料為兩塊相同的2 mm厚2024-T351鋁合金板材，化學(xué)成分如表1所示。焊接用普通圓頂攪拌頭，攪拌頭幾何參數(shù)和焊接工藝參數(shù)見表2，焊縫位于搭接寬度30 mm的中部，焊后試樣幾何形狀和尺寸如圖1所示。

將接頭搭接區(qū)域沿垂直于焊縫方向的橫截面進(jìn)行切割，制備成金相試樣，使用凱勒試劑腐蝕后在光學(xué)顯微鏡下進(jìn)行觀察。

FSLW接頭的疲勞加載試驗(yàn)在MTS-810材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試件兩端墊等厚度的墊塊，以減小焊接連接厚度對實(shí)驗(yàn)的影響。疲勞實(shí)驗(yàn)條件為室溫下的空氣中，恒幅加載，最大加載載荷為1.2～6.0 kN，加載頻率為10 Hz，載荷比R=0.1。

表2 攪拌頭幾何參數(shù)和焊接參數(shù)Tab.2 Geometry and welding parameters of mixing head

圖1 試樣形狀和尺寸Fig.1 Shape and size of specimens

2 結(jié)果與分析

2.1 搭接接頭焊縫橫截面組織

經(jīng)過拋光腐蝕后，焊縫區(qū)截面如圖2所示，從宏觀圖2（a）上看，接頭兩側(cè)搭接界面材料遷移線不對稱，前進(jìn)側(cè)沒有明顯的向上或向下界面遷移現(xiàn)象，而在后退側(cè)出現(xiàn)了一段先向上再向下的圓弧狀界面遷移線（即Hook鉤狀缺陷），遷移線一直延伸到焊核區(qū)。焊接過程中由于前進(jìn)側(cè)塑性金屬在攪拌頭的旋轉(zhuǎn)作用下的流動(dòng)方向與母材運(yùn)動(dòng)方向相反，母材金屬與焊縫金屬出現(xiàn)較大的變形差異，使得在前進(jìn)側(cè)焊縫區(qū)與母材的邊界較為清晰，而在后退側(cè)塑性金屬在攪拌頭旋轉(zhuǎn)的作用下的運(yùn)動(dòng)方向與母材運(yùn)動(dòng)方向相同，母材金屬與焊縫金屬一起平滑變形，母材與焊縫金屬變形差異相對較小，因此在該側(cè)焊縫區(qū)與母材的邊界呈發(fā)散狀，看不出清晰的分界線。

圖2（a）中b～f位置對應(yīng)于圖2（b）～圖2（f），圖2（b）為母材的金相組織，可以看到晶粒在沿軋制方向，即板長方向拉長，板厚方向較短。在此整個(gè)區(qū)域都存在一些隨機(jī)分布著的不同大小的黑色顆粒，在圖2（c）～2（f）中也可清晰地看到，分析認(rèn)為這主要是由于鋁合金內(nèi)Cu、Mg等合金元素與基體Al形成強(qiáng)化相被腐蝕引起的[10]。從圖2（c）～2（g）可以看到，焊核區(qū)域晶粒明顯小于母材晶粒，這是在攪拌頭和軸肩與金屬摩擦產(chǎn)生熱量使得其塑化，塑化后的晶粒在攪拌頭的攪拌作用下被打碎，并形成了均勻細(xì)小的等軸晶粒，屬于典型動(dòng)態(tài)再結(jié)晶組織。此區(qū)域是攪拌作用強(qiáng)烈、材料流動(dòng)劇烈的區(qū)域。

圖2 2024-T351鋁合金FSLW接頭焊縫宏觀與微觀組織Fig.2 Macroscopic and microstructure of weld seam of 2024-T351 aluminum alloy FSLW joint

從圖2（c）中還看到前進(jìn)側(cè)一段細(xì)微的向下遷移界面，類似后退側(cè)的鉤狀缺陷，以及前進(jìn)側(cè)母材與焊縫區(qū)的過渡區(qū)域。在前進(jìn)側(cè)，塑性金屬運(yùn)動(dòng)方向與攪拌針旋轉(zhuǎn)方向相反，使得該區(qū)域塑性金屬的流動(dòng)更加劇烈，兩搭接界面被充分分解，同時(shí)在軸肩的旋轉(zhuǎn)和擠壓下，前進(jìn)側(cè)存在細(xì)微的向下鉤狀缺陷。圖2（e）中看到焊核區(qū)組織顏色明暗變化，呈現(xiàn)“洋蔥環(huán)”形態(tài)。圖中白色不連續(xù)部分為鉤狀缺陷延伸到焊核區(qū)域存在一定的吻接缺陷，由于搭接面表層在焊接過程中破裂不充分而形成[11]。圖2（f）中看到焊核區(qū)組織分布均勻、致密，均為較小的等軸晶粒。圖2（g）為后退側(cè)鉤狀缺陷區(qū)域焊縫區(qū)與母材過渡區(qū)域，此區(qū)域由于塑性金屬的流動(dòng)性與攪拌針的旋轉(zhuǎn)方向相同，產(chǎn)生的金屬流動(dòng)性相對溫和，原始的搭接界面沒有充分破裂，同時(shí)由于軸肩的旋轉(zhuǎn)與擠壓，使得遷移界面出現(xiàn)一段先向上，后向下彎曲并向焊核延伸的鉤狀缺陷。

2.2 疲勞壽命分析

在此次實(shí)驗(yàn)中，出現(xiàn)三種疲勞斷裂模式，如圖3所示，模式[Ⅰ]為上板后退側(cè)鉤狀缺陷頂部沿板厚方向斷裂，模式[Ⅱ]為下板前進(jìn)側(cè)鉤狀缺陷根部沿板厚方向斷裂，模式[Ⅲ]為模式[Ⅰ]和[Ⅱ]兩種情況同時(shí)存在。

圖3 疲勞斷裂模式Fig.3 Mode of fatigue fracture

表3為疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)，可看出，斷裂模式的趨勢：在高載荷下，下板都發(fā)生斷裂，上板發(fā)生斷裂或彎曲變形。在低載荷下，上板都發(fā)生斷裂，下板未出現(xiàn)變形，斷裂位置隨著載荷水平變化發(fā)生改變。

表3 疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)Tab.3 Data of fatigue test

圖4 搭接接頭疲勞S-N曲線Fig.4 Fatigue S-N curves of overlap welded joints

圖4為疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)經(jīng)線性擬合在疲勞壽命取對數(shù)，即橫坐標(biāo)為對數(shù)下繪制成S-N曲線。此處名義應(yīng)力為載荷除以截面面積。該曲線表達(dá)了疲勞載荷名義應(yīng)力幅S與疲勞壽命N之間的關(guān)系，其關(guān)系可表示為[12]：

式中，C、m為常數(shù)。

此處的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合的名義應(yīng)力幅S與疲勞壽命N的關(guān)系式如式（2）所示。

3 有限元建模與數(shù)值模擬

為了更好地分析FSLW接頭的薄弱區(qū)域疲勞受載狀況，運(yùn)用Abaqus有限元分析軟件對其建立有限元模型并施加循環(huán)載荷進(jìn)行應(yīng)力應(yīng)變分析。

關(guān)于FSLW接頭的有限模型的建立，由于各學(xué)者實(shí)驗(yàn)材料與工藝差異使得搭接接頭鉤狀缺陷形貌各異，目前還沒有代表性的建模方法。DUARTE等人[13]將前進(jìn)側(cè)與后退側(cè)鉤狀缺陷用四分之一圓周表示。SHAHRI等人[14]將焊縫形貌按近似規(guī)則圖形處理，并對鉤狀缺陷根部采用虛擬缺口半徑法作半圓，圓直徑作為焊縫間隙。在實(shí)驗(yàn)中，試件前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)都出現(xiàn)了疲勞斷裂，所以兩側(cè)的應(yīng)力集中問題都需要考慮。在后退側(cè)，通過對整個(gè)搭接接頭橫截面形狀掃描，然后對上板底部鉤狀缺陷進(jìn)行描點(diǎn)，將點(diǎn)采用樣條曲線進(jìn)行連接，可以得到還原度很高的鉤狀缺陷形貌。對于后退側(cè)，鉤狀缺陷的應(yīng)力集中位置在鉤狀缺陷頂部的圓弧部分，在此處進(jìn)行網(wǎng)格加密。而對于前進(jìn)側(cè)，由于應(yīng)力集中位置在鉤狀缺陷的根部，在有限元分析中對網(wǎng)格密度較為敏感。文獻(xiàn)[3]中采用虛擬缺口半徑法對焊接接頭焊趾和焊根應(yīng)力集中處進(jìn)行處理，將板材厚度t≥5 mm焊接接頭焊趾和焊根的缺口虛擬半徑確定為1 mm，而對于板材厚度t＜5 mm的焊接接頭，缺口的虛擬半徑確定為0.05 mm，這個(gè)半徑首先被ZHANG等[15]成功使用，EIBL等人[16]采用r=0.05 mm的虛擬缺口半徑創(chuàng)建了薄板焊縫的參考S-N曲線。在本文中鋁材板厚為2 mm，因此本文中對前進(jìn)側(cè)鉤狀缺陷采用r=0.05 mm虛擬缺口半徑進(jìn)行建模，建立如圖5所示的搭接接頭模型。

圖5 搭接接頭截面形貌模型Fig.5 The sectional topography model of lap joint

為了減少計(jì)算量，采用二維平面應(yīng)變單元（CPE4）進(jìn)行計(jì)算，總單元數(shù)為38785，節(jié)點(diǎn)數(shù)為39777。由于材料在FSW焊接過程中不熔化，焊縫中沒有填充材料，熔核中殘余應(yīng)力較低[17]，在有限元模型中，假定模型中各區(qū)域材料性能是均勻的，均以2024-T351鋁合金的彈塑性屬性來添加材料的屬性，并忽略殘余應(yīng)力的影響。2024-T351鋁合金的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線[18]表達(dá)式為

式中，εa為應(yīng)變幅，σa為應(yīng)力幅，E為彈性模量，74.1 GPa，K'為材料循環(huán)強(qiáng)度系數(shù)，926 MPa，n'為循環(huán)應(yīng)變指數(shù)，0.145。

將模型左端設(shè)置為完全約束，右端設(shè)置為拉-拉循環(huán)加載，加載情況與疲勞實(shí)驗(yàn)一致，右端也設(shè)置加載方向以外方向的約束。

圖6顯示了FSLW接頭最大載荷為5 kN時(shí)接頭橫截面等效應(yīng)力分布?？梢钥闯鰬?yīng)力集中位置在前進(jìn)側(cè)焊縫根部靠近下板區(qū)域與后退側(cè)鉤狀缺陷的頂部上板區(qū)域，這與疲勞實(shí)驗(yàn)結(jié)果中的斷裂位置相吻合。

圖6 搭接接頭應(yīng)力云圖Fig.6 Stress contour map of lap joint

4 FSLW接頭疲勞壽命預(yù)測

局部應(yīng)力應(yīng)變法是一種適用于低周疲勞狀態(tài)下基于缺口應(yīng)力應(yīng)變分析的疲勞壽命估算方法，這種方法認(rèn)為焊接結(jié)構(gòu)整體疲勞性能由應(yīng)力集中處應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)決定。由于搭接接頭固有存在的鉤狀缺陷以及受載后會在接頭處產(chǎn)生彎曲變形，會出現(xiàn)應(yīng)力集中情況，本文采用此種方法來預(yù)測疲勞壽命。

通過局部應(yīng)力應(yīng)變法所估算的僅是裂紋萌生壽命，而總的疲勞壽命包括裂紋萌生壽命和裂紋擴(kuò)展壽命，為了得到總的疲勞壽命，需找出裂紋萌生壽命占總疲勞壽命的比例。ZHANG等[19]認(rèn)為，裂紋萌生壽命占到總疲勞壽命的40%～50%，尚德廣等人[20]研究認(rèn)為疲勞裂紋萌生壽命占到總壽命的約50%，在本文中取裂紋萌生壽命占總疲勞壽命的50%。

式中，Nt為總疲勞壽命，N為估算的裂紋萌生壽命。

由于搭接接頭在疲勞拉伸中會產(chǎn)生彎曲變形，在循環(huán)加載情況下兩個(gè)應(yīng)力集中區(qū)域的最大Mises應(yīng)力和最大主應(yīng)力對應(yīng)的單元并不是固定的，而等效塑性應(yīng)變（PEEQ）表達(dá)了整個(gè)疲勞加載過程的塑性累積，在本文中所選取的是兩個(gè)應(yīng)力集中區(qū)的最大PEEQ值所對應(yīng)單元，并分別將兩個(gè)單元在有限元分析中計(jì)算得到的最大應(yīng)力和對應(yīng)的應(yīng)變幅帶入SWT疲勞損傷公式[21]。由于兩個(gè)應(yīng)力集中位置均發(fā)生了疲勞斷裂，需要對兩個(gè)應(yīng)力集中位置進(jìn)行壽命預(yù)測：

式中，σmax為最大應(yīng)力，為總應(yīng)變幅，b為疲勞強(qiáng)度指數(shù)，c為疲勞塑性指數(shù)為疲勞塑性系數(shù)，為疲勞強(qiáng)度系數(shù)，E為彈性模量。

材料各疲勞參數(shù)見表4。

表4 材料各疲勞參數(shù)[18]Tab.4 Material fatigue parameters

將式（5）SWT疲勞損傷公式計(jì)算得到的裂紋萌生壽命帶入式（4）中得到總的疲勞壽命。

由圖7可知，采用上板或下板應(yīng)力集中處數(shù)據(jù)來估算低周疲勞壽命結(jié)果都在2個(gè)因子內(nèi)，而在高周疲勞壽命，預(yù)測結(jié)果較大，另外兩組高周疲勞數(shù)據(jù)的預(yù)測結(jié)果偏差太大未在圖中顯示。

圖7 有限元法預(yù)測疲勞壽命Fig.7 Life prediction of finite element simulation

局部應(yīng)力應(yīng)變法基本思想是通過對零件或構(gòu)件的應(yīng)力集中危險(xiǎn)部位的應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)進(jìn)行精確的彈塑性分析，但是這基本思想是建立在應(yīng)力集中處進(jìn)入較大程度的屈服，在低周疲勞下預(yù)測結(jié)果較為精確，而高周疲勞下預(yù)測結(jié)果偏差較大。

5 討論

僅從搭接接頭的宏觀截面形貌上看，可以認(rèn)為接頭的最薄弱位置位于后退側(cè)鉤狀缺陷頂部上板位置，這是有效厚度值最小的位置，有效厚度為1.26 mm（約為板厚的63%），但是從實(shí)驗(yàn)結(jié)果和有限元分析結(jié)果中可以看到，在高載荷拉伸時(shí)，下板斷裂為主要斷裂形式，可認(rèn)為下板處應(yīng)力集中情況比有效厚度更大程度地影響搭接接頭的疲勞壽命。

在低疲勞載荷情況下（最大載荷3 kN以下），全部為上板斷裂，在有限元分析中，最大應(yīng)力點(diǎn)在下板鉤狀缺陷處，結(jié)合焊接區(qū)域的組織結(jié)構(gòu)和斷口分析，可認(rèn)為在下板焊接區(qū)域兩板接觸的向下延伸區(qū)域存在一定的虛接連接，沒有較好的承載能力，而在低載荷疲勞加載時(shí)，尚能夠承擔(dān)相當(dāng)?shù)妮d荷，此虛連接并不張開。使得低載荷疲勞加載時(shí)下板的疲勞壽命高于上板。而在高載荷時(shí)，虛接連接處會開裂，相當(dāng)于一個(gè)預(yù)先存在的裂紋或缺口，在此處發(fā)生破壞。

6 結(jié)論

（1）FSLW接頭不可避免的存在前進(jìn)側(cè)與后退側(cè)不對稱的界面遷移現(xiàn)象，使得在高疲勞載荷下，下板都發(fā)生斷裂，上板產(chǎn)生斷裂或彎曲變形，在低疲勞載荷下，上板都發(fā)生斷裂，下板未出現(xiàn)變形，斷裂位置隨著疲勞載荷水平變化發(fā)生改變。

（2）采用SWT疲勞損傷模型適合用來預(yù)測FSLW接頭低周疲勞壽命，預(yù)測的壽命結(jié)果可達(dá)到位于2個(gè)因子內(nèi)。

（3）有限元模擬出FSLW接頭的性能薄弱位置與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致，當(dāng)承載荷側(cè)存在Hook缺陷時(shí)，F(xiàn)SLW接頭由Hook形狀引起的應(yīng)力集中比有效板厚對搭接接頭的疲勞壽命影響更大。