力學(xué)失配2A12鋁合金攪拌摩擦焊接頭拉伸性能分析

王 磊,張 璐 ,2,趙新華,2,叢家慧,2,回 麗

(1.沈陽(yáng)航空航天大學(xué)航空制造工藝數(shù)字化國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，沈陽(yáng) 110136；2.沈陽(yáng)航空航天大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，沈陽(yáng) 110136)

2A12鋁合金具有密度低、強(qiáng)度高、耐腐蝕性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，在航空航天以及汽車(chē)制造等行業(yè)得到廣泛應(yīng)用[1]。攪拌摩擦焊作為一種固相焊接技術(shù)，由于無(wú)需保護(hù)氣體及殘余應(yīng)力小等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于鋁合金的焊接。

然而，由于焊接接頭受到熱循環(huán)以及攪拌頭的機(jī)械作用，焊縫區(qū)產(chǎn)生非常大的微觀組織梯度，導(dǎo)致接頭的力學(xué)性能存在復(fù)雜的非均勻性，這種焊縫與母材之間的力學(xué)性能差異稱為焊縫強(qiáng)度力學(xué)失配效應(yīng)[2]。力學(xué)失配導(dǎo)致外載作用下接頭區(qū)存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，進(jìn)而影響焊接結(jié)構(gòu)的承載能力和疲勞壽命。確定失配效應(yīng)對(duì)焊接接頭強(qiáng)度的影響，是焊接結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)制造必須考慮的因素之一，對(duì)其安全壽命評(píng)定具有重要作用[3]。

目前，中外文獻(xiàn)已有針對(duì)力學(xué)失配下焊接接頭機(jī)械性能的研究。Wang等[4]采用分層拉伸方法研究汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子內(nèi)異種金屬焊接接頭的完整性并分析了其局部力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)局部力學(xué)性能影響裂紋尖端斷裂參數(shù)以及裂紋擴(kuò)展行為。Zhu等[5]研究了焊接強(qiáng)度失配對(duì)板材零件表面和嵌入缺陷極限載荷的影響，發(fā)現(xiàn)過(guò)匹配不利于提高熔合線缺陷的極限載荷。Guo等[6]通過(guò)對(duì)不同焊接速度下的2024-T3鋁合金焊接接頭進(jìn)行了拉伸試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)由于焊接過(guò)程中的熱量和塑性流動(dòng)不均勻，焊縫熱影響區(qū)的屈服強(qiáng)度最高并且延展性最好。近年來(lái)，數(shù)字圖像相關(guān)(DIC)技術(shù)在研究焊接結(jié)構(gòu)的全場(chǎng)應(yīng)變方面具有優(yōu)勢(shì)，Temmu等[7]利用DIC技術(shù)分析了拉伸條件下異種鋼焊接接頭試樣的應(yīng)變分布，獲得了焊縫尺寸和失配比對(duì)焊縫失效形式，斷裂強(qiáng)度，延展性等機(jī)械性能的影響。

綜合上述研究發(fā)現(xiàn)，目前針對(duì)不同失配條件下鋁合金攪拌摩擦焊(FSW)焊接接頭的機(jī)械性能尚缺乏細(xì)致研究，有待進(jìn)一步探索。以2A12鋁合金為對(duì)象，采用試驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法研究了不同強(qiáng)度匹配下焊接接頭的拉伸性能[8]，通過(guò)DIC方法將局部應(yīng)力映射到局部應(yīng)變從而定量描述接頭的機(jī)械性能，并討論了焊縫的微觀結(jié)構(gòu)對(duì)斷裂位置的影響。

1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)材料為4 mm厚的2A12鋁合金板，熱處理狀態(tài)為O態(tài)(退火態(tài))與T4態(tài)(固溶處理加自然時(shí)效)，焊前磨去氧化膜并清洗板材表面。焊接選用FSW-3LM-4012寬幅小型FSW系統(tǒng)，攪拌頭為圓錐螺紋型，平均直徑5 mm，針長(zhǎng)2.85 mm，軸肩直徑10 mm，焊接方向與母材的軋制方向垂直，焊接工藝為旋轉(zhuǎn)速度1 200 r/min，進(jìn)給速度100 mm/min，軸肩壓入深度0.2 mm。

試樣尺寸參考ASTM E8M—2015標(biāo)準(zhǔn)，為了避免焊縫的應(yīng)力集中以及熔合線等幾何結(jié)構(gòu)非均勻性對(duì)其力學(xué)性能的影響，磨去焊縫頂部2 mm與底部0.5 mm[9]。采用基于DIC技術(shù)ARAMIS光學(xué)應(yīng)變測(cè)量系統(tǒng)測(cè)得焊接接頭的全場(chǎng)應(yīng)變分布，試驗(yàn)開(kāi)始前噴涂散斑，試樣尺寸及制備好的試樣如圖1所示。拉伸試驗(yàn)采用INSTRON電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，拉伸速率為2 mm/min，通過(guò)Grasshopper CCD相機(jī)采集變形圖像，試驗(yàn)結(jié)束后通過(guò)ARAMIS系統(tǒng)軟件獲得焊接接頭全局變形情況及應(yīng)變?cè)茍D。

2 結(jié)果與討論

2.1 焊接試樣拉伸性能曲線

如圖2所示為兩種不同熱處理狀態(tài)2A12鋁合金 FSW接頭的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。從試驗(yàn)結(jié)果看，2A12-O比2A12-T4先達(dá)到屈服極限并進(jìn)入塑性階段，并且在塑性應(yīng)變過(guò)程中2A12-O的應(yīng)變硬化更低，延展性更高。發(fā)生斷裂時(shí)2A12-O的抗拉強(qiáng)度低于2A12-T4，且斷后伸長(zhǎng)率更高。觀察試樣斷裂位置，發(fā)現(xiàn)2A12-T4斷裂于熱機(jī)影響區(qū)(TMAZ)與熱影響區(qū)(HAZ)的交界處，而2A12-O斷裂于母材區(qū)(BM)，如圖3所示。

圖3 不同失配比下斷裂位置Fig.3 Location of the fracture at different mismatch ratios

表1所示為兩種材料焊接試樣與母材的拉伸性能。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，2A12-T4焊接試樣相對(duì)于母材，抗拉強(qiáng)度及斷后伸長(zhǎng)率均降低，為低配接頭，焊接試樣的延展性低于母材。2A12-O鋁合金焊接試樣的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度比母材略高，為高配接頭，但焊接試樣的斷后伸長(zhǎng)率低于母材，這是由于試驗(yàn)過(guò)程中焊縫與母材共同參與變形，但焊縫區(qū)的材料韌性差，對(duì)試樣整體變形起到約束作用。

表1 焊接試樣及母材的拉伸性能Table 1 Tensile properties of welded sample and BM

注：σb為材料抗拉強(qiáng)度，σp0.2為屈服強(qiáng)度，δ為斷后伸長(zhǎng)率。

2.2 焊接接頭局部應(yīng)力應(yīng)變

采用DIC技術(shù)測(cè)量焊接試樣全場(chǎng)應(yīng)變，后處理軟件基于灰度的不同進(jìn)行計(jì)算[10]進(jìn)而得到焊接接頭各區(qū)域的局部應(yīng)變。如圖4所示為2A12-T4與2A12-O焊接接頭在拉伸過(guò)程中的應(yīng)變場(chǎng)云圖。從圖4中可以明顯看出對(duì)于2A12-T4焊接試樣，彈性階段焊縫各區(qū)的應(yīng)變分布比較均勻，隨著載荷的增加應(yīng)變局部化出現(xiàn)在HAZ與TMAZ交界處，之后在TMAZ出現(xiàn)進(jìn)一步的頸縮現(xiàn)象，斷裂發(fā)生前，TMAZ局部應(yīng)變已達(dá)到18.1%，而B(niǎo)M應(yīng)變僅為2.3%，最終在TMAZ發(fā)生斷裂時(shí)局部應(yīng)力達(dá)到411 MPa。而2A12-O焊接試樣的應(yīng)變分布情況完全不同，從應(yīng)變圖的演化可以看出隨著試驗(yàn)的進(jìn)行，試樣的焊核區(qū)(NZ)和TMAZ附近應(yīng)變最低，BM發(fā)生應(yīng)變集中并逐漸成為高應(yīng)變區(qū)并最終在此發(fā)生斷裂，斷裂發(fā)生時(shí)NZ局部應(yīng)變僅有0.4%，而B(niǎo)M局部應(yīng)變已達(dá)到46.6%，此時(shí)BM區(qū)局部應(yīng)力為216 MPa。

圖4 焊接接頭應(yīng)變?cè)茍D演化Fig.4 Evolution of strain cloud diagram of welded joints

為了獲得焊接試樣不同位置的應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)，采用等應(yīng)力假設(shè)的方法，提取局部應(yīng)變數(shù)據(jù)并結(jié)合全局載荷得到應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系[11]。試驗(yàn)過(guò)程中焊縫全局受到的載荷大小相同，假設(shè)焊縫各區(qū)域串聯(lián)排列，并且試樣中任何位置橫截面為均質(zhì)材料，則可以通過(guò)等應(yīng)力假設(shè)得到各區(qū)域應(yīng)力與應(yīng)變應(yīng)變映射關(guān)系，進(jìn)而可以有效地計(jì)算焊縫局部應(yīng)力情況。試樣各區(qū)域材料均符合彈塑性金屬材料力學(xué)性能變化規(guī)律。

定義x軸方向?yàn)檩d荷方向，有：

(1)

式(1)中：σ(xi,t)為試樣任意時(shí)刻的應(yīng)力；Ai為計(jì)算區(qū)域橫截面積。

任意時(shí)刻指定區(qū)域的橫截面積計(jì)算公式

Ai=A0e-εi

(2)

式(2)中：A0為原始橫截面積；εi為局部軸向應(yīng)變。

試樣拉伸過(guò)程中的局部應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)，可以表示為[σ(xi,t),εx(xi,t)]，其中εx(xi,t)為通過(guò)DIC方法獲得的各指定區(qū)域應(yīng)變情況。據(jù)此繪制焊接接頭不同分區(qū)的拉伸性能曲線，如圖5所示。

圖5 DIC映射下應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.5 Stress-strain curve under DIC

對(duì)比圖5曲線可以看出焊接接頭各區(qū)域間的應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)存在巨大的差異，接頭的拉伸強(qiáng)度和斷裂位置不同，很大程度上取決于接頭材料的微觀結(jié)構(gòu)以及硬度分布[12]，對(duì)于2A12-T4焊接接頭，與BM相比，TMAZ與NZ應(yīng)力先達(dá)到屈服點(diǎn)進(jìn)入塑性階段。TMAZ屈服強(qiáng)度最低且局部應(yīng)變最大，這是由于焊接過(guò)程中TMAZ在攪拌力及其熱效應(yīng)的共同影響下，接頭發(fā)生退火，晶粒軟化并嚴(yán)重扭曲，冷卻后形成大小不均勻的組織，如圖6所示，導(dǎo)致此處外力作用下發(fā)生不均勻的形變，易產(chǎn)生應(yīng)變集中。對(duì)接頭施加拉伸載荷時(shí)，高強(qiáng)度的BM區(qū)對(duì)低強(qiáng)度的TMAZ存在“約束效應(yīng)”[13]，導(dǎo)致接頭中強(qiáng)度最低的區(qū)域出現(xiàn)較大的應(yīng)變集中，故最終在TMAZ區(qū)附近發(fā)生斷裂。

相反，對(duì)于2A12-O鋁合金，熱力耦合作用在焊接區(qū)域，而沉淀硬化鋁合金的力學(xué)性能受其晶粒尺寸和強(qiáng)化相分布的影響較大，NZ晶粒在焊接過(guò)程中完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，導(dǎo)致晶粒尺寸減小，組織致密，焊接過(guò)程起到細(xì)晶強(qiáng)化作用，使得焊核區(qū)強(qiáng)度獲得提升，如圖7所示。

圖6 2A12-T4焊接接頭高低強(qiáng)度區(qū)金相圖Fig.6 Metallographic diagram of high and low strength zone of 2A12-T4 welded joint

圖7 2A12-O焊接接頭高低強(qiáng)度區(qū)金相圖Fig.7 Metallographic diagram of high and low strength zone of 2A12-O welded joint

2.3 數(shù)值模擬

為了驗(yàn)證上述計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，通過(guò)ABAQUS軟件建立焊接接頭模型進(jìn)行拉伸模擬計(jì)算。為了確保模擬結(jié)果的準(zhǔn)確度，所建模型的幾何尺寸與試樣尺寸相同。各區(qū)域的材料屬性及幾何形狀對(duì)模擬結(jié)果有很大影響[7]，因此根據(jù)焊接接頭各區(qū)域硬度和微觀結(jié)構(gòu)的不同對(duì)接頭不同區(qū)域進(jìn)行劃分，并將分區(qū)方式應(yīng)用于數(shù)值模型[14]，網(wǎng)格采用 8節(jié)點(diǎn)六面體線性縮減積分C3D8R單元，接頭各區(qū)域劃分及網(wǎng)格劃分如圖8所示。

為了模擬拉伸試驗(yàn)過(guò)程，模型載荷采用以位移為加載方式的邊界條件，試樣一端面完全固定，另一端面施加垂直于焊接方向的位移約束。模擬過(guò)程材料屬性采用彈塑性材料模型，將通過(guò)等應(yīng)力假設(shè)計(jì)算得到的材料屬性作為模型的材料輸入，具體材料參數(shù)如表2所示。鑒于試樣過(guò)程中試樣受到拉伸應(yīng)力，材料損傷計(jì)算采用柔性損傷準(zhǔn)則，應(yīng)變由應(yīng)力三軸度η和應(yīng)變比εpl兩個(gè)參數(shù)決定，拉伸條件下通常取η=0.33[15]。

圖8 模型分區(qū)示意圖Fig.8 Schematic diagram of model partition

表2 ABAQUS輸入材料參數(shù)Table 2 Materials data input in ABAQUS

注：E為材料彈性模量，μ為泊松比。

圖9比較了試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬下的試樣拉伸性能，由圖9可以看出對(duì)于2A12-T4和2A12-O模型預(yù)測(cè)出的曲線以及變化趨勢(shì)與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。與試驗(yàn)結(jié)果相比，模擬結(jié)果在初期的材料彈性階段擬合度較好，隨著載荷的不斷增加，焊接接頭進(jìn)入塑性階段，數(shù)值模擬與計(jì)算結(jié)果出現(xiàn)偏差。這個(gè)偏差出現(xiàn)的原因在于焊縫材料的非均勻性[13]，焊縫各區(qū)之間沒(méi)有明確界限且并非直接串聯(lián)，材料的晶粒排布微觀結(jié)構(gòu)各不相同，導(dǎo)致了焊縫區(qū)域的非單軸應(yīng)力狀態(tài)，而進(jìn)行等應(yīng)力假設(shè)計(jì)算時(shí)應(yīng)變被映射到假定的單軸應(yīng)力上，該因素導(dǎo)致了應(yīng)力應(yīng)變曲線的偏差。

圖9 數(shù)值模擬與試驗(yàn)獲得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.9 Stress-strain curves of simulation and test

3 結(jié)論

(1)2A12-T4鋁合金接頭為低配接頭，由于攪拌力和熱循環(huán)作用，各區(qū)域力學(xué)性能差異較大，焊縫內(nèi)部存在明顯應(yīng)變梯度，TMAZ區(qū)拉伸性能最差。

(2)2A12-O鋁合金接頭為高配接頭，焊接過(guò)程中在細(xì)晶強(qiáng)化作用下，接頭區(qū)力學(xué)性能優(yōu)于BM區(qū)，BM區(qū)出現(xiàn)應(yīng)力集中并且最終在此區(qū)域發(fā)生斷裂。

(3)通過(guò)DIC方法結(jié)合等應(yīng)力假設(shè)獲得的焊縫局部力學(xué)響應(yīng)與拉伸試驗(yàn)結(jié)果吻合度較好，證明了這種方法應(yīng)用于非均質(zhì)材料力學(xué)性能分析的可行性。

(4)基于DIC測(cè)量數(shù)據(jù)的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果具有較好的一致性，模型可以應(yīng)用于FSW焊接結(jié)構(gòu)的全局應(yīng)力應(yīng)變分析，為研究焊接接頭的機(jī)械性能提供了新思路。