基于主S-N曲線法的攪拌摩擦焊接頭疲勞性能分析

劉 杰，屈志軍，于誼飛，王 碩

1.長春工程學院 機電工程學院，吉林 長春 130012 2.中車長春軌道客車股份有限公司，吉林 長春 130062 3.哈爾濱工業大學 先進焊接與連接國家重點實驗室，黑龍江 哈爾濱 150001

0 前言

攪拌摩擦焊經過多年的技術研發和工程化應用，憑借其高質、高效、節能及環保等優勢，已廣泛應用于制造領域[1-2]。軌道行業鋁合金車體制造已逐步采用攪拌摩擦焊，涉及人員資質、施工工藝及質量判定等均有國際標準的支撐，但是結構件疲勞性能數據還不完善。疲勞斷裂是列車車體焊接結構最常見的失效形式，也是軌道列車車體結構件的關鍵考核指標。目前采取的與熔化焊接頭疲勞強度對比的傳統試驗測試方式已不能滿足車體設計及生產制造的需求，尋求一種全新的評估鋁合金車體攪拌摩擦焊結構疲勞性能的方法尤為緊迫。

采用等效結構應力法和Abaqus有限元分析相結合，應用主S-N曲線評估疲勞壽命的方法[3-4]已被列為美國ASME標準，國內軌道車輛制造企業針對此方法開展相應的配套研究工作才剛起步。

文中選取鋁合金車體側墻部件的典型焊接結構件，借助試驗與理論分析相結合的研究手段，研究基于主S-N曲線法的攪拌摩擦焊接頭疲勞性能，為加快鋁合金車體攪拌摩擦焊批量生產提供一定的理論支撐。

1 試驗材料與方法

1.1 焊接試件的制備

試驗材料為厚度50 mm、壁厚4.0 mm的6005AT6鋁合金型材，其化學成分如表1所示。

表1 6005A-T6鋁合金化學成分（質量分數，%）Table 1 Chemical composition of 6005a-t6 aluminum alloy（wt.%）

焊接試驗在型號為FSW-80的攪拌摩擦焊設備上進行，焊接工藝參數為：焊接轉速2 000 r/min，焊接速度2 000 mm/min，焊接壓力22 kN，焊接前傾角1.5°。試驗用攪拌頭采用ESAB右旋錐形雙螺紋攪拌頭，攪拌針長度3.8 mm。采用對搭接模式焊接6005A-T6鋁合金型材。攪拌摩擦焊焊接部件的宏觀照片如圖1所示。

圖1 焊件和疲勞取樣照片Fig.1 Photos of weldment and fatigue sampling

側墻部件焊接完成后，依據標準ISO25239-2011[5]分別制取金相、硬度分析試樣，疲勞試件如圖1b所示。利用JSM-5600LV型掃描電鏡、金相顯微鏡Nikon EPIPHOT300及HMV-2000顯微硬度計對樣品進行組織和顯微硬度分析。

1.2 疲勞試驗方案制定與實施

基于焊接結構件幾何特征，設計試樣疲勞試驗加載形式及卡具，計算試樣承載時的應力分布，明確焊接接頭潛在失效位置，進而以潛在失效位置的結構應力作為理論依據制定試驗方案，開展疲勞試驗，并對試驗結果進行分析。

結合初步加載試驗與試件的有限元綜合分析發現，當對試樣遠端加載拉應力時，必須考慮型材接頭的幾何不均勻性以及結構剛度的不均勻性，借助附加夾具或者改變加載方向實現在焊縫根部處裂紋萌生。針對型材結構件設計的幾何不均勻性，提出多種疲勞試驗設計方案，綜合分析后推薦采用L型夾具對FSW對搭接接頭的疲勞性能進行量化研究，重點研究螺栓連接對結構件疲勞試驗結果的影響。

室溫條件下，在INSTRON 8802型液壓伺服疲勞試驗機上進行疲勞試驗。在疲勞機遠端加載拉應力，設計L型夾具，將其轉變為彎矩，夾具與試樣通過螺栓連接，為避免夾具對試樣表面造成損傷，在加載端與試樣表面添加1 mm厚的緩沖墊片，加載長度100 mm，加載寬度100 mm。

試驗加載條件拉-拉疲勞試驗，采用應力比R=0.1，加載頻率設置為1～2 Hz。試驗后分析疲勞斷口形貌。疲勞試驗用夾具及加載方式如圖2所示。

圖2 疲勞試驗卡具及加載示意圖Fig.2 Fixture and loading diagram for fatigue test

1.3 主S-N曲線結構應力計算分析

采用Abaqus和FE-sale軟件，對鋁合金攪拌摩擦焊焊接結構件進行有限元計算分析。圖3為L型卡具試驗結構的邊界、載荷條件及應力云圖。所用計算模型與疲勞試驗條件一致，網格為八節點四面體。對于夾具下部x和y自由度約束，而對于夾具上部只有x自由度約束。將試樣的左側部分連接至下部夾具，將試樣的右側部分連接到上部夾具。與試驗中的加載條件相對應的y方向上，在L型夾具施加向上的拉伸載荷。由圖可見，相對于母材，焊縫位置經受較大的S11應力，這保證了攪拌摩擦焊對搭接接頭焊根失效，焊根處也承受了較大的彎曲應力。

圖3 L型卡具試驗結構的邊界條件及應力云圖Fig.3 Boundary conditions and stress nephogram of L-type fixture test structure

采用主S-N曲線法，結構應力的計算公式如下[6]：

式中Fxi為節點力；t為板厚；yi為節點坐標；σm和σb為膜應力和彎曲應力。此處的σm和σb為整個截面的膜應力和彎曲應力，所以記作即為結構應力，可用來表征結構疲勞裂紋擴展的驅動力。

2 試驗結果與分析

2.1 接頭低倍組織

6005A-T6鋁合金攪拌摩擦焊接頭成形良好、表面光滑的焊縫，如圖1b所示。對焊縫進行相控陣超聲波檢測，未發現孔洞、未熔合等內部缺陷。

接頭低倍組織形貌如圖4所示?？梢钥闯?，在搭接位置存在一個熱力影響區（TMAZ）和熱影響區；在對接位置接頭可分為4個區：焊縫中心部分為焊核區（WNZ）；焊核區兩側為熱力影響區（TMAZ）；熱力影響區以外只受焊接過程熱影響的熱影響區（HAZ）；未發生組織和性能變化部分為母材區（BMZ）[7]。前進側（AS）熱力影響區與熱影響區過渡區交界線清晰可見，后退側（RS）過渡區交界線相對模糊一些。與板材對接接頭不同的是，在搭接位置亦存在一個熱力影響區和熱影響區，這是由對接和搭接混合接頭設計結構特點造成的。值得注意的是搭接位置的冷搭缺欠，經測量缺欠距離焊縫中心為2.4 mm，如圖4b所示。在實際工程中，冷搭缺欠未定義成焊接缺陷。

圖4 接頭低倍組織形貌Fig.4 Macrostructure morphology of joint

2.2 接頭顯微硬度

接頭顯微硬度分布如圖5所示，圖中0點為焊縫中心位置。由圖可知，焊縫硬度分布呈“W”形，硬度較低值均出現在前進側熱影響區（66～71 HV）。從前進側熱影響區開始，隨著距焊縫中心距離的減小，硬度逐漸增大，直到后退側的熱影響區再次降低（71～75 HV），硬度分布特征與之前的研究結果一致，進一步驗證了前進側熱影響區仍是鋁合金對搭接接頭的薄弱區域[8]；同時也進一步驗證，低倍試樣兩側的顯微硬度分布特征一致，數值變化都在誤差范圍內，實際生產時可只檢測低倍試樣的一面。

圖5 接頭顯微硬度分布Fig.5 Microhardness distribution of joint

2.3 試件疲勞性能

2.3.1 疲勞試驗分析

利用圖2a所示的L型卡具，采用彎曲加載的方法斷開型材底端接頭，暴露焊縫根部的冷搭位置缺口，并使其成為危險位置，進而成功地對搭接和對接混合接頭的焊縫疲勞性能進行測試。值得注意的是，加載端L形卡具與試件表面添加了墊片（見圖2a），其作用是形成一個旋轉，如果沒有這種旋轉，那么L型卡具輔助加載對焊根位置裂紋的張開幾乎不會產生任何影響。

利用Abaqus有限元軟件對L型卡具輔助彎曲加載試驗進行建模并分析，模型如圖6所示。試件底端固定，頂端加載，螺栓為梁單元，用MPC與試件表面的圓環墊片大小區域進行連接。建模時焊根位置的缺口延伸至焊縫中心處。

圖6 側墻試件有限元建模及邊界條件設置Fig.6 Finite element modeling and boundary condition setting of side wall specimen

對焊縫中心位置沿板厚方向進行結構應力計算，得到結構應力沿板寬度方向的分布如圖7所示。值得注意的是焊根截面的結構應力大小受到螺栓應力的影響，在L型夾具受拉拉疲勞試驗的相同外加載荷條件下，焊縫根部截面結構應力隨著螺栓應力（螺栓應力=預緊力/螺桿面積）的增加而降低，降低幅度是逐漸下降的。5 MPa螺栓應力對應試件的結構應力值是244 MPa螺栓應力的3倍，因此模擬計算的疲勞壽命隨著螺栓應力的增加而增加。

圖7 長螺栓不同螺栓應力對試件結構應力的影響Fig.7 Effect of different bolt stresses on structural stress of long bolt

基于上述研究，將長螺栓結構變為短螺栓結構，即螺栓從連接上卡具與型材底面轉變為連接上卡具與型材內表面（見圖2b），以減小結構承受外載時螺栓對彎曲產生的拘束。其螺栓應力對焊根截面結構應力的影響如圖8所示，可以看出，短螺栓連接方式對結構應力的影響不大。5 kN外載對應的結構應力維持在170 MPa上下，普遍大于長螺栓結構相同外載下的結構應力。

圖8 短螺栓不同螺栓應力對試件結構應力的影響Fig.8 Effect of different bolt stresses on structural stress of short bolt

綜上所述，采用短螺栓結構可以使焊縫中心截面承受更大的彎曲應力，也保證了試驗過程中螺栓應力影響的不敏感性。采用短螺栓的疲勞試驗如圖9所示。疲勞試驗實測結果如表2所示。

圖9 L型卡具疲勞試驗及試件失效位置照片Fig.9 Fatigue test of L-type fixture and photos of failure position of test piece

表2 疲勞試驗結果Table 2 Fatigue test results

2.3.2 等效結構應力計算

為了得到疲勞壽命與荷載水平的關系，使用結構應力計算疲勞數據。2007年，美國機械工程協會ASME以標準的形式提出了一種新的方法：基于網格不敏感的結構應力的主S-N曲線法，簡稱為“主S-N曲線法”，此方法定義了一個新的應力，即等效結構應力，其計算公式如下[3]：

式中 ΔSs為結構應力變化范圍；t為實際板厚與單位板厚之比；I（r）為描述載荷模式效應的函數；r為彎曲比；m為與材料有關的常數，m=3.6。

結構應力與等效結構應力沿板寬方向的分布如圖10所示。圖中藍色線為膜應力與彎曲應力之和即結構應力的分布（最大值108.84 MPa），紅色線為等效結構應力，兩者大小與規律較為接近，受螺栓布置位置的影響，各應力均呈“貓耳形”分布，最大應力值距離板寬邊界5 mm處，為111.29 MPa。

圖10 結構應力與等效結構應力沿板寬方向分布規律Fig.10 Distribution law of structural stress and equivalent structural stress along plate width

2.3.3 接頭斷口特征與失效分析

6005A-T6鋁合金型材對搭接接頭的疲勞斷口及裂紋擴展形貌如圖11、圖12所示。由圖可見，裂紋初始擴展階段出現了類似臺階的紋理，此處為攪拌摩擦焊焊接過程中攪拌頭反轉產生的塑性金屬流動的痕跡，該位置為裂紋啟裂源（a區），即裂紋由焊縫根部啟裂；在高倍SEM下，a區斷口表現出沿晶斷裂特征，晶粒大小約為2 μm，可發現細小的疲勞輝紋。b位置與c位置為裂紋穩定擴展區域，輝紋方向較為一致，均從a端指向d端；d區位置為瞬斷區，該位置可發現明顯的韌窩特征，對d區位置進行能譜分析，未發現明顯的氧化物特征，初步推斷該位置受攪拌摩擦焊近表面焊接螺旋紋的影響，承載面積減小，因此發生瞬斷[9]。

圖11 疲勞斷口位置及宏觀形貌Fig.11 Location and macro morphology of fatigue fracture

圖12 疲勞裂紋擴展形貌Fig.12 Growth morphology of fatigue crack

對搭接接頭彎曲疲勞試驗的裂紋擴展屬于Out-of-Plane notch effect，其疲勞停止條件為當裂紋穿透板厚，試件完全斷開后，接頭失效。圖13為對搭接接頭試驗過程的剛度曲線及結構應力分布。對搭接結構在彎曲載荷下，其結構應力分布為中間高兩頭低，試件的中心位置裂紋擴展得更快，兩側的裂紋擴展速度相對較慢，因此其剛度曲線較為平滑，接頭瞬斷時剛度急劇下降。

圖13 對搭接接頭剛度曲線及結構應力分布Fig.13 For lap joint stiffness curve and structural stress distribution

2.4 疲勞數據分析

采用等效結構應力法結合Abaqus計算有限元分析計算，應用基于主S-N曲線評價疲勞壽命的方法，借助試驗與理論分析相結合的研究手段，結合ASME標準，得出等效結構應力-壽命數據點，如表3所示。

表3 有限元計算應力結果Table 3 Stress results of finite element calculation

將攪拌摩擦焊對搭接接頭的疲勞數據點與ASME主S-N曲線[10]對比。由于對搭接接頭的應力集中屬于Out-of-plane notch，焊縫根部的搭接間隙產生了較為嚴重的缺口效應，其疲勞壽命與熔化焊比較，相差不大。對搭接接頭整體疲勞壽命偏低，這是因為整個加載過程充分利用了焊根位置的缺口效應。

3 結論

（1）對搭接接頭組織在搭接位置存在一個熱力影響區和熱影響區；在對接位置仍主要分焊核區、熱力影響區、熱影響區和母材區；接頭顯微硬度分布仍呈“W”形，薄弱區為前進側熱影響區，數值為66～71 HV。

（2）接頭疲勞試驗設計加載方式的不同對接頭疲勞性能存在一定的影響；采用L型夾具及短螺栓連接的疲勞測試試驗方案可行，較好地規避了螺栓應力的影響，并且可實現預期的失效模式；對搭接接頭由于焊縫根部的搭接間隙產生了缺口效應，其疲勞壽命與熔化焊比較相差不大。

（3）攪拌摩擦焊對搭接接頭結合良好，冷搭接位置不具備連接強度，疲勞裂紋由焊縫根部啟裂，表現出沿晶斷裂特征，存在細小的疲勞輝紋；裂紋穩定擴展區域，輝紋方向較為一致，均從焊縫根部指向焊縫表面；近焊縫表面區為瞬斷區，可發現明顯的韌窩特征。

（4）采用等效結構應力的主S-N曲線法分析FSW疲勞性能，對搭接結構在彎曲載荷下，等效結構應力分布為試件中間高、兩頭低，焊縫中心位置相對焊縫兩側裂紋擴展相對較快。