何志明, 張曉晶, 劉天琦, 楊樹(shù)勛

(1.上海交通大學(xué) 航空航天學(xué)院,上海 200240；2.中航工業(yè)北京航空材料研究院,北京 100095)

?

300M鋼耳片孔擠壓強(qiáng)化全過(guò)程有限元模擬

何志明1, 張曉晶1, 劉天琦2, 楊樹(shù)勛1

(1.上海交通大學(xué) 航空航天學(xué)院,上海 200240；2.中航工業(yè)北京航空材料研究院,北京 100095)

采用三維非線性有限元方法模擬300M鋼耳片開(kāi)縫襯套冷擠壓的完整過(guò)程.分析開(kāi)縫襯套擠壓、鉸孔及孔邊擠壓三道工序?qū)走厷堄鄳?yīng)力場(chǎng)的影響,與試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果進(jìn)行比較,表明模擬過(guò)程是可行、有效的.開(kāi)展鉸削量及孔邊擠壓預(yù)制倒圓角半徑的參數(shù)化分析,給出鉸削量對(duì)殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響規(guī)律及最佳的預(yù)制倒圓角半徑,通過(guò)疲勞試驗(yàn)及斷口分析驗(yàn)證模擬結(jié)果的合理性.疲勞試驗(yàn)結(jié)果表明,經(jīng)過(guò)開(kāi)縫襯套擠壓及鉸孔工藝之后,疲勞壽命提高近137%,進(jìn)行孔邊擠壓強(qiáng)化會(huì)將疲勞壽命提高183%.

孔擠壓；殘余應(yīng)力；有限元模擬；疲勞壽命

在現(xiàn)代航空工業(yè)中,孔擠壓工藝被廣泛用于提高帶孔飛行元件的疲勞壽命,帶孔元件會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中,容易產(chǎn)生疲勞裂紋[1-2].孔擠壓強(qiáng)化工藝是指用具有一定過(guò)盈量的擠壓棒連續(xù)、均勻地?cái)D壓孔,使孔周?chē)a(chǎn)生一個(gè)彈塑性變形層,即殘余壓應(yīng)力層[3].孔擠壓產(chǎn)生的殘余壓應(yīng)力會(huì)顯著降低疲勞過(guò)程中外界交變載荷的平均應(yīng)力,從而提高疲勞壽命,這已經(jīng)被許多研究所證實(shí)[4-7].孔擠壓過(guò)程主要包括擠壓孔內(nèi)壁和鉸孔兩道工序,為了防止孔邊出現(xiàn)裂紋,可以進(jìn)行孔邊擠壓.

針對(duì)孔擠壓殘余應(yīng)力場(chǎng)的模擬,國(guó)內(nèi)外不少學(xué)者都進(jìn)行了相關(guān)的研究.Nigrelli等[4]采用完整模型模擬開(kāi)縫襯套擠壓過(guò)程,考慮襯套開(kāi)縫位置以及板厚對(duì)殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響.Karabin等[8]采用三維模型模擬材料在不同厚度上性能變化對(duì)孔擠壓塑性應(yīng)變的影響,并且利用二維模型模擬新的襯套開(kāi)口形狀對(duì)塑性應(yīng)變的影響.劉曉龍等[9]使用ANSYS模擬7050-T7451板的三維孔擠壓過(guò)程,研究板厚對(duì)殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響.歐陽(yáng)小穗等[10]采用Marc模擬7075鋁合金板開(kāi)縫襯套擠壓和芯棒擠壓的殘余應(yīng)力場(chǎng),并進(jìn)行后續(xù)的壽命預(yù)測(cè).Yuan等[11]采用ABAQUS模擬TC4板開(kāi)縫襯套擠壓過(guò)程,分析摩擦系數(shù)對(duì)殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響,進(jìn)行多軸應(yīng)力狀態(tài)下的疲勞壽命預(yù)測(cè).Mahendra等[12]采用新的簡(jiǎn)化模擬方法,能夠模擬殘余應(yīng)力沿板厚方向的變化,避免了接觸分析所需要花費(fèi)的巨大資源.Liu等[13]采用芯棒加載及孔邊位移加載的方式模擬孔擠壓過(guò)程,比較擠壓量、摩擦系數(shù)及兩種加載方式對(duì)殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響,通過(guò)疲勞試驗(yàn)及SEM斷口分析比較不同擠壓量下LY12-CZ的疲勞增益效果和裂紋起源位置.以上模型均能夠有效模擬孔擠壓過(guò)程產(chǎn)生的殘余應(yīng)力場(chǎng),但忽視了孔內(nèi)壁擠壓之后的鉸孔過(guò)程.另外,由于孔邊擠壓的引入,殘余應(yīng)力場(chǎng)會(huì)發(fā)生進(jìn)一步變化,因此,需要作進(jìn)一步的探討.

本文采用ABAQUS有限元分析軟件模擬300M鋼耳片孔擠壓的完整過(guò)程,包括開(kāi)縫襯套擠壓、鉸孔和孔邊擠壓,所得的殘余應(yīng)力場(chǎng)與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好.通過(guò)參數(shù)分析模擬鉸削量及預(yù)制倒圓角半徑對(duì)孔邊殘余應(yīng)力的影響,給出鉸削量對(duì)殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響規(guī)律,確定最佳的預(yù)制倒圓角半徑,通過(guò)疲勞試驗(yàn)給出孔邊擠壓對(duì)疲勞壽命的增益效果.

1 有限元模型

孔擠壓工藝過(guò)程的順序如下：首先為開(kāi)縫襯套擠壓,其次是鉸孔及倒圓過(guò)程,最后是孔邊擠壓的過(guò)程.模擬時(shí),先進(jìn)行單純的開(kāi)縫襯套擠壓過(guò)程模擬,確定擠壓后孔徑初始變形量,根據(jù)終孔直徑確定后續(xù)鉸孔及倒圓過(guò)程中需要去掉的材料量.經(jīng)過(guò)這個(gè)過(guò)程,可以提前規(guī)劃好需要鉸削的位置,分別將鉸削部分和未鉸削的基體進(jìn)行單元?jiǎng)澐?保證后續(xù)殘余應(yīng)力場(chǎng)的疊加和孔邊擠壓過(guò)程有相對(duì)獨(dú)立的單元.重新完成孔擠壓全過(guò)程的有限元模擬,即開(kāi)縫襯套擠壓、鉸孔和孔邊擠壓.

耳片的幾何尺寸如圖1所示,材料為300M鋼,有限元模型取試樣的1/4,耳片初孔直徑為19.75 mm,終孔直徑為20 mm,擠壓量為0.8%～1%.采用FTI襯套,材料為不銹鋼1Cr17Ni7,厚度為0.457 mm.芯棒采用V2合金鋼,工作段直徑為19.016 mm,可由擠壓量推算出來(lái).模擬時(shí)襯套開(kāi)縫處朝耳片的加載方向(見(jiàn)圖2(b)),防止在孔邊應(yīng)力集中最嚴(yán)重處造成損傷.

圖1 耳片的幾何尺寸Fig.1 Geometry of 300M steel lug

圖2 開(kāi)縫襯套擠壓有限元模型Fig.2 FEM model of split-sleeve expansion

采用ABAQUS有限元軟件對(duì)耳片、芯棒和襯套進(jìn)行有限元建模.開(kāi)縫襯套擠壓的有限元模型如圖2所示,耳片和襯套均采用8節(jié)點(diǎn)六面體減縮積分單元(C3D8R),其中耳片單元數(shù)為185 700(在遠(yuǎn)離孔邊的地方網(wǎng)格劃分較粗,粗細(xì)網(wǎng)格鄰接區(qū)采用ABAQUS中的Tie約束綁定在一起,避免單元數(shù)過(guò)大同時(shí)保證孔邊單元數(shù)量足夠),襯套單元數(shù)為12 350,芯棒采用離散剛體進(jìn)行模擬.耳片孔邊單元尺寸最小,為0.100 mm×0.517 mm×0.160 mm.在襯套開(kāi)縫處,網(wǎng)格加密,尺寸為0.100 mm×0.104 mm×0.160 mm.

假設(shè)開(kāi)縫襯套為線彈性,耳片為彈塑性材料,屈服強(qiáng)度為1 695 MPa.耳片與襯套、襯套與芯棒之間通過(guò)接觸相互作用,各部件類(lèi)型及材料屬性如表1所示.表中，E為彈性模量，μ為泊松比.

表1 各部件定義及材料屬性

使用彈塑性本構(gòu)關(guān)系描述300M鋼耳片在孔擠壓過(guò)程中的響應(yīng),有限元模型中采用的300M鋼的真實(shí)應(yīng)力σ-應(yīng)變?chǔ)徘€如圖3所示.

圖3 300M鋼真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.3 300M steel true stress-strain curve

分析孔擠壓的實(shí)際約束情況,圖2(a)中模型左邊界施加Y方向?qū)ΨQ約束,模型右前邊界約束X方向位移,在模型擠出面的節(jié)點(diǎn)(內(nèi)徑為25.75 mm和外徑為35.75 mm的墊片內(nèi)的節(jié)點(diǎn))上約束Z方向位移.如圖2(b)所示為模型局部示意圖,給出擠入端、中部、擠出端及襯套開(kāi)縫處位置(襯套開(kāi)縫處經(jīng)過(guò)倒圓角處理,防止出現(xiàn)耳片變形過(guò)大導(dǎo)致模型不收斂的情況).芯棒約束為剛體,通過(guò)控制芯棒的Z向位移來(lái)實(shí)現(xiàn)孔擠壓的過(guò)程,Z向位移由0 mm變?yōu)?20 mm,即表示芯棒由工件的擠入端擠入,從擠出端擠出.

圖4 鉸削部分及孔邊擠壓模型Fig.4 Reaming part and model of hole edge expansion

經(jīng)過(guò)開(kāi)縫襯套擠壓,耳片孔邊徑向平均位移約為0.025 mm,耳片孔徑由19.75 mm增大到19.80 mm(取擠入端、中部和擠出端平均值),因此需要沿徑向鉸削0.1 mm才能達(dá)到終孔直徑20 mm.由此可以確定鉸削部分的幾何尺寸,如圖4(a)所示.將鉸削部分作為一個(gè)單獨(dú)部件與耳片基體通過(guò)Tie約束連接在一起.重新進(jìn)行開(kāi)縫擠壓過(guò)程,此時(shí),耳片單元數(shù)略有變化,耳片基體為177 072個(gè)單元,耳片鉸削及倒圓角去除部分為6 596個(gè)單元.之后通過(guò)單元?jiǎng)h除模擬鉸削部分材料約束的釋放.如圖4(b)所示為孔邊擠壓模型.模擬時(shí),通過(guò)上下倒角器的移動(dòng)對(duì)耳片孔邊進(jìn)行擠壓,擠壓力主要來(lái)自設(shè)計(jì)倒圓角與預(yù)制倒圓角半徑之差.本文中耳片設(shè)計(jì)倒圓角半徑1 mm,預(yù)制倒圓角半徑0.9 mm.耳片邊界條件與開(kāi)縫襯套擠壓過(guò)程基本一致,在孔邊擠壓之前,將鉸孔之后得到的殘余應(yīng)力場(chǎng)賦給耳片基體,然后進(jìn)行孔邊擠壓的過(guò)程.

以上的有限元過(guò)程涉及到材料非線性及幾何非線性,同時(shí)需要考慮接觸問(wèn)題,耗時(shí)長(zhǎng),收斂困難,需要消耗較大的資源.需要注意的地方如下.1)接觸分析過(guò)程的要求比較苛刻,需要準(zhǔn)確的主從面關(guān)系,主面剛度較大,單元可以劃分較粗,從面剛度較小,單元?jiǎng)澐窒鄬?duì)較細(xì).2)要求選取合適的初始增量步,過(guò)大則會(huì)導(dǎo)致接觸過(guò)程難以順利建立,分析過(guò)程難以完成,過(guò)小則會(huì)需要消耗過(guò)大的計(jì)算量.

2 模擬結(jié)果及與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

由于孔邊周向應(yīng)力對(duì)疲勞裂紋的擴(kuò)展至關(guān)重要[14-15],只給出周向殘余應(yīng)力s結(jié)果.所給結(jié)果除特殊說(shuō)明外,均選取危險(xiǎn)截面(圖1中A-A截面)上應(yīng)力：1)殘余應(yīng)力隨距孔邊距離d1的變化趨勢(shì)均以圖5的虛線路徑為起點(diǎn),往材料內(nèi)部延伸,擠入端、中部及擠出端即為耳片基體的上表面、中間厚度和下表面；2)表面殘余應(yīng)力隨距擠入端距離d2的變化趨勢(shì)所取路徑為圖5的虛線路徑.

圖5 危險(xiǎn)截面示意圖Fig.5 Diagram of dangerous section

2.1 鉸孔前、后殘余應(yīng)力對(duì)比

開(kāi)縫襯套擠壓之后會(huì)進(jìn)行一個(gè)鉸孔(含預(yù)制倒圓角)過(guò)程,在耳片最危險(xiǎn)截面,殘余應(yīng)力s隨d1及d2的變化規(guī)律如圖6所示.

圖6 鉸孔前、后的殘余應(yīng)力變化Fig.6 Residual stress variation before and after reaming

由模擬結(jié)果可知,開(kāi)縫襯套擠壓后,周向殘余應(yīng)力在擠出端最大,其中中部表面殘余壓應(yīng)力最小.鉸孔會(huì)對(duì)殘余應(yīng)力分布產(chǎn)生一定的影響,但影響很小.1)在相同物理位置,總趨勢(shì)為殘余壓應(yīng)力增大.2)鉸孔之后新的孔表面與鉸孔之前舊的孔表面的殘余應(yīng)力變化在2.4節(jié)給出.由于在靠近孔邊的位置,殘余壓應(yīng)力較大,鉸孔去除一部分帶殘余壓應(yīng)力的材料,導(dǎo)致耳片后續(xù)部分的殘余應(yīng)力重新分布.由內(nèi)力平衡可知,在同一位置鉸孔之后殘余壓應(yīng)力應(yīng)增大,模擬結(jié)果合理.

2.2 孔邊擠壓前、后殘余應(yīng)力變化

孔邊擠壓會(huì)對(duì)孔的上、下邊緣(即孔的擠入端和擠出端)殘余應(yīng)力產(chǎn)生較大的影響,模擬時(shí)比較了孔邊擠壓前、后殘余應(yīng)力隨距擠入端距離的變化規(guī)律,由于變化不大,趨勢(shì)與圖6(b)類(lèi)似,這里不再給出.如圖7所示為耳片危險(xiǎn)截面擠入、擠出端在孔邊擠壓前、后的應(yīng)力分布.由于倒圓的存在,耳片危險(xiǎn)截面擠入、擠出端幾何形狀為一個(gè)1/4圓.

圖7 孔邊擠壓前后擠入、擠出端殘余應(yīng)力變化Fig.7 Residual stress variation in entrance and exit face before and after hole edge expansion

模擬結(jié)果表明,孔邊擠壓過(guò)程對(duì)孔的表面殘余應(yīng)力影響不大,但是在孔邊(即擠入、擠出端),會(huì)明顯改變殘余應(yīng)力分布.在擠入端,最大殘余壓應(yīng)力增大,增幅約為120 MPa,同時(shí)位置由表面移到耳片內(nèi)部,應(yīng)力梯度增大；在擠出端,最大殘余壓應(yīng)力略有增大,高壓應(yīng)力區(qū)域(-1 142～-944.5 MPa)明顯增大,后續(xù)應(yīng)力梯度也有一定程度的提高.

2.3 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

殘余應(yīng)力的測(cè)量采用X射線衍射技術(shù),設(shè)備為高功率X射線殘余應(yīng)力分析儀.測(cè)試時(shí)采用Cr靶,衍射晶面為(211),光斑間距為0.1 mm,所測(cè)位置位于圖1的危險(xiǎn)截面.沿深度方向應(yīng)力分布測(cè)定采用剝層法.圖8(a)給出未經(jīng)過(guò)任何強(qiáng)化工藝的耳片表層殘余應(yīng)力場(chǎng),說(shuō)明原始的機(jī)械加工會(huì)在耳片表層產(chǎn)生殘余應(yīng)力.由擬合公式可以看出,在孔邊殘余壓應(yīng)力較大,隨著距孔邊距離的增大,表層殘余應(yīng)力呈現(xiàn)一個(gè)無(wú)規(guī)律的波動(dòng)變化.經(jīng)過(guò)完整的孔擠壓過(guò)程的耳片殘余應(yīng)力場(chǎng)的試驗(yàn)結(jié)果如圖8(b)所示,試驗(yàn)所測(cè)數(shù)據(jù)為擠入端殘余應(yīng)力與中部殘余應(yīng)力的平均值.

圖8 殘余應(yīng)力測(cè)試結(jié)果與FEM預(yù)測(cè)結(jié)果的比較Fig.8 Residual stress comparison between experimental results and FEM results

由對(duì)比結(jié)果可以看出,在靠近孔邊時(shí),模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,尤其是1/4厚度處的結(jié)果.當(dāng)深度較深時(shí),通過(guò)試驗(yàn)測(cè)得的殘余壓應(yīng)力較模擬結(jié)果偏大,原因主要如下.1)機(jī)械加工過(guò)程在材料表層產(chǎn)生的殘余應(yīng)力難以模擬,原始的試驗(yàn)結(jié)果表明材料表面存在較大的機(jī)械加工殘余壓應(yīng)力,即使在距孔邊距離較大的地方,殘余壓應(yīng)力為100～200 MPa.2)殘余應(yīng)力的測(cè)量采用逐漸剝層的方法進(jìn)行,隨著測(cè)量深度的增加,去掉含殘余壓應(yīng)力的材料越來(lái)越多,殘余應(yīng)力重新分布,殘余壓應(yīng)力及壓應(yīng)力區(qū)深度均有一定程度的提高,后續(xù)的模擬結(jié)果能夠說(shuō)明該趨勢(shì).3)在模擬過(guò)程中采用一些簡(jiǎn)化方法,如芯棒簡(jiǎn)化為剛體,襯套為彈性體,均可能產(chǎn)生一定的誤差.

2.4 鉸削量對(duì)殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響

經(jīng)過(guò)開(kāi)縫襯套擠壓之后,由于塑性變形的存在,孔的半徑會(huì)增大,工藝上通常通過(guò)進(jìn)一步的鉸孔將孔的半徑增大到最終的設(shè)計(jì)半徑.由于本文中鉸削量很小,殘余應(yīng)力場(chǎng)的變化也很小,可以假設(shè)殘余應(yīng)力場(chǎng)的變化與鉸削量是相關(guān)的.通過(guò)參數(shù)分析的方法,模擬在開(kāi)縫襯套擠壓基礎(chǔ)上的鉸孔過(guò)程.鉸削量Δ為半徑方向的去除量,模擬Δ從0 mm增大到1 mm過(guò)程中殘余應(yīng)力場(chǎng)的變化.在考慮鉸削量的變化過(guò)程中,不考慮耳片倒圓的影響.

模擬結(jié)果如圖9所示.如圖9(a)所示為擠入端殘余應(yīng)力隨距孔邊距離的變化趨勢(shì),距孔邊距離為0 mm表示未鉸孔時(shí)的孔表面,選擇擠入端是因?yàn)閿D入端殘余壓應(yīng)力較小,裂紋容易從該處萌生.如圖9(b)所示為殘余應(yīng)力隨距擠入端距離的變化規(guī)律.

圖9 鉸削量對(duì)殘余應(yīng)力的影響Fig.9 Effect of reaming cuttings weight on residual stress field

模擬結(jié)果表明,鉸削量越大,在相同的物理位置,殘余壓應(yīng)力增大越明顯,同理殘余壓應(yīng)力的深度相應(yīng)增大；隨著鉸削量的增大,材料表面殘余壓應(yīng)力逐漸減小,其中擠出端變化最明顯,主要是因?yàn)殂q削過(guò)程將表層大的殘余壓應(yīng)力區(qū)去除了.由此可以對(duì)工藝過(guò)程提出一定的改進(jìn)建議,在孔擠壓的過(guò)程中,鉸削量只能作為一道工序來(lái)提高材料的表面質(zhì)量,鉸削量過(guò)大將會(huì)顯著降低材料表面的殘余壓應(yīng)力,大大降低孔擠壓的強(qiáng)化效果,因此鉸削量應(yīng)盡可能小.

2.5 預(yù)制倒圓角半徑對(duì)殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響

圖10 孔邊擠壓示意圖Fig.10 Diagram of hole edge expansion

在孔邊擠壓過(guò)程中,設(shè)計(jì)倒圓角與預(yù)制倒圓角半徑之差(以下簡(jiǎn)稱半徑差)是形成孔邊擠壓效果的主要原因,示意圖如圖10所示.孔邊擠壓時(shí),外載作用于倒角器上端,倒角器向下移動(dòng),耳片孔邊發(fā)生變形,耳片孔邊倒圓角半徑被壓制成與倒角器孔邊倒圓角半徑一致,最后移除外載.目前,孔擠壓工藝過(guò)程中給出的半徑差為0.05～0.10 mm[3],本文通過(guò)參數(shù)分析給出半徑差對(duì)殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響規(guī)律,確定最適合本文300M鋼耳片的半徑差.模擬分析6種半徑差下表面殘余應(yīng)力隨距擠入端距離的變化規(guī)律,由于結(jié)果差別很小,分布規(guī)律與圖6(b)類(lèi)似,不再給出趨勢(shì)圖.如圖11所示為6種半徑差下的擠入端應(yīng)力分布示意圖.因?yàn)榻?jīng)過(guò)開(kāi)縫襯套擠壓之后,擠入端殘余壓應(yīng)力較小,是危險(xiǎn)位置,因此僅給出擠入端應(yīng)力分布.

模擬結(jié)果表明,半徑差越大,最大殘余壓應(yīng)力越大(由-673.3 MPa增大到-821.8 MPa)；最大殘余壓應(yīng)力位置由表面往材料內(nèi)部移動(dòng)；殘余應(yīng)力梯度及高壓應(yīng)力區(qū)域明顯增大.由此可以看出,半徑差越大,孔邊擠壓效果越好,在保證回彈量滿足耳片尺寸加工精度的前提下應(yīng)選擇大的半徑差,因此耳片半徑差選擇0.1 mm,預(yù)制倒圓角半徑為0.9 mm.

3 疲勞試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證孔擠壓對(duì)疲勞壽命的增益效果,采用3組試樣進(jìn)行疲勞試驗(yàn),分別是：未強(qiáng)化、開(kāi)縫襯套擠壓強(qiáng)化(0.9%～1%擠壓量)和開(kāi)縫襯套擠壓強(qiáng)化(0.9%～1%擠壓量)與孔邊擠壓強(qiáng)化結(jié)合.試驗(yàn)采用MTS-Landmark370.50疲勞試驗(yàn)機(jī)加載,試驗(yàn)環(huán)境為試驗(yàn)室空氣環(huán)境,試驗(yàn)施加的載荷水平為490 MPa,試驗(yàn)結(jié)果如表2所示.表中,N50為中值疲勞壽命,n為樣本數(shù),p為置信度.

結(jié)果表明,經(jīng)過(guò)強(qiáng)化之后,耳片疲勞壽命得到大幅提高.相對(duì)于未強(qiáng)化的試樣,經(jīng)過(guò)開(kāi)縫襯套擠壓之后,耳片疲勞壽命提高近137%,經(jīng)過(guò)開(kāi)縫襯套擠壓與孔邊擠壓之后,壽命提高近183%.壽命提高的主要原因如下.1)殘余壓應(yīng)力的引入抵消了一部分外加應(yīng)力,降低了有效外載,提高了疲勞壽命.2)在開(kāi)縫襯套擠壓的基礎(chǔ)上,孔邊擠壓的引入會(huì)提高孔邊殘余壓應(yīng)力及增大高壓應(yīng)力區(qū)區(qū)域,疲勞裂紋從擠入端萌生的情況比較少,且擴(kuò)展速率變慢.如圖12所示為3種情況下的典型斷口照片.可以看出,孔邊擠壓的引入使容易從孔邊萌生的小角裂紋變成了從接近耳片厚度一半處萌生的小表面裂紋,說(shuō)明孔邊擠壓的引入能夠有效防止裂紋從孔邊萌生,提高疲勞壽命.

表2 疲勞試驗(yàn)結(jié)果

4 結(jié) 論

(1)鉸孔之后,殘余應(yīng)力重新分布,在有限范圍內(nèi),鉸削量越大,在相同物理位置殘余壓應(yīng)力增大越明顯,但是減小表面殘余壓應(yīng)力會(huì)降低材料的疲勞性能.

圖12 耳片疲勞試驗(yàn)斷口照片F(xiàn)ig.12 Fracture surfaces of lug specimens

(2)在開(kāi)縫襯套擠壓的基礎(chǔ)上,進(jìn)行孔邊擠壓會(huì)提高孔邊殘余壓應(yīng)力及增大高壓應(yīng)力區(qū)區(qū)域,提高疲勞性能.半徑差越大,孔邊擠壓效果越好,在保證材料回彈量能夠滿足設(shè)計(jì)尺寸精度的條件下,應(yīng)盡量取較大的半徑差.

(3)疲勞試驗(yàn)結(jié)果表明,經(jīng)過(guò)開(kāi)縫襯套擠壓強(qiáng)化及開(kāi)縫襯套擠壓與孔邊擠壓強(qiáng)化之后,耳片疲勞壽命得到顯著提高.結(jié)合開(kāi)縫襯套擠壓與孔邊擠壓后,壽命提高更明顯.

[1] GOPALAKRISHNA H D, NARASIMHA MURTHY H N, KRISHNA M, et al. Cold expansion of holes and resulting fatigue life enhancement and residual stresses in Al 2024 T3 alloy-an experimental study [J]. Engineering Fail Analysis, 2010, 17(2): 361-368.

[2] CHAKHERLOU T N, SHAKOURI M, AGHDAM A B, et al. Effect of cold expansion on the fatigue life of Al 2024-T3 in double shear lap joints: experimental and numerical investigations [J]. Materials and Design, 2012, 33: 185-196.

[3] HB/Z 170-2005.航空金屬零件孔擠壓強(qiáng)化工藝[S].北京:中國(guó)航空綜合技術(shù)研究所, 2005.

[4] NIGRELLI V, PASTA S. Finite-element simulation of residual stress induced by split-sleeve cold-expansion process of holes [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2008, 205(1-3): 290-296.

[5] WU H. On the prediction of initiation life for fatigue crack emanating from small cold expanded holes [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2012, 212(9): 1819-1824.

[6] WEN S Z, LIU C Y, WU R L, MA C L. Effect of cold expansion on high cycle fatigue of aluminum alloy straight lugs [J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2015, 44(10): 2358-2362.

[7] YAN W Z, WANG X S, GAO H S, et al. Effect of split sleeve cold expansion on cracking behaviors of titanium alloy TC4 holes [J]. Engineering Fracture Mechanics, 2012, 88: 79-89.

[8] KARABIN M E, BARLAT F, SCHULTZ R W. Numerical and experimental study of the cold expansion process in 7085 plate using a modified split sleeve [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2007, 189(1-3): 45-47.

[9] 劉曉龍,高玉魁,劉蘊(yùn)韜,等.孔擠壓強(qiáng)化殘余應(yīng)力場(chǎng)的三維有限元模擬和試驗(yàn)研究[J].航空材料學(xué)報(bào),2011, 31(2): 24-27. LIU Xiao-long, GAO Yu-kui, LIU Yun-tao, et al. 3D finite element simulation and experimental test on residual stress field by hole cold expansion [J]. Journal of Aeronautical Materials, 2011, 31(2): 24-27.

[10] 歐陽(yáng)小穗,張曉晶,楊樹(shù)勛.孔擠壓強(qiáng)化有限元分析及疲勞壽命估算[J].科學(xué)技術(shù)與工程,2011, 11(12): 2787-2790. OUYANG Xiao-sui, ZHANG Xiao-jing, YANG Shu-xun. Finite element analysis and fatigue life prediction of cold expansion [J]. Science Technology and Engineering, 2011, 11(12): 2787-2790.

[11] YUAN X, YUE Z F, WEN S F, et al. Numerical and experimental investigation of the cold expansion process with split sleeve in titanium alloy TC4 [J]. International Journal of Fatigue, 2015, 77: 78-85.

[12] MAHENDRA BABU N C, JAGADISH T, RAMACHANDRA K, et al. A simplified 3-D finite element simulation of cold expansion of a circular hole to capture through thickness variation of residual stresses [J]. Engineering Failure Analysis, 2008, 15(4):339-348.

[13] LIU Y S, SHAO X J, LIU J, et al. Finite element method and experimental investigation on the residual stress fields and fatigue performance of cold expansion hole [J]. Materials and Design, 2010, 31(3): 1208-1215.

[14] PASTA S. Fatigue crack propagation from a cold-worked hole [J]. Engineering Fracture Mechanics, 2007, 74(9): 1525-1538.

[15] WANG Z, ZHANG X. Predicting fatigue crack growth life for cold-worked holes based on existing closed-form residual stress models [J]. International Journal ofFatigue, 2003, 25(9-11): 1285-1291.

Numerical simulation of whole process of cold expansion in 300M steel lug

HE Zhi-ming1, ZHANG Xiao-jing1, LIU Tian-qi2, YANG Shu-xun1

(1.SchoolofAeronauticsandAstronautics,ShanghaiJiaotongUniversity,Shanghai200240,China;2.AVICBeijingInstituteofAeronauticalMaterials,Beijing100095,China)

A developed finite element model of 300M steel lug was used to analyze the effects of split-sleeve expansion, reaming and hole edge expansion on residual stress field based on three-dimensional nonlinear finite element method. The predicted stress fields accorded with the experimental results. The simulation method was verified feasible. The simulation had highlighted the effects of the reserved round radius and the reaming cuttings weight on the residual stress field. The simulation results were verified by the fatigue tests and the fracture surfaces. Fatigue test results show that the fatigue life increases by 137% after split-sleeve cold expansion and reaming process and the hole edge expansion will improve fatigue life by 183%.

cold expansion； residual stress； finite element analysis； fatigue life

2015-09-08. 浙江大學(xué)學(xué)報(bào)(工學(xué)版)網(wǎng)址： www.journals.zju.edu.cn/eng

何志明(1991—),男,碩士生,從事結(jié)構(gòu)疲勞與斷裂的研究.ORCID: 0000-0002-3442-2821. E-mail: hzm093518@163.com 通信聯(lián)系人：張曉晶,女,副教授. ORCID: 0000-0003-0958-472X. E-mail: zhangxj76@sjtu.edu.cn

10.3785/j.issn.1008-973X.2016.04.025

TG 376

A

1008-973X(2016)04-0783-09