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(yè)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(jīng)過多年的技術(shù)研發(fā)和工程化應用，憑借其高質(zhì)、高效、節(jié)能及環(huán)保等優(yōu)勢，已廣泛應用于制造領(lǐng)域[1-2]。軌道行業(yè)鋁合金車體制造已逐步采用攪拌摩擦焊，涉及人員資質(zhì)、施工工藝及質(zhì)量判定等均有國際標準的支撐，但是結(jié)構(gòu)件疲勞性能數(shù)據(jù)還不完善。疲勞斷裂是列車車體焊接結(jié)構(gòu)最常見的失效形式，也是軌道列車車體結(jié)構(gòu)件的關(guān)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(tǒng)試驗測試方式已不能滿足車體設(shè)計及生產(chǎn)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(jié)構(gòu)疲勞性能的方法尤為緊迫。

采用等效結(jié)構(gòu)應力法和Abaqus有限元分析相結(jié)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(nèi)軌道車輛制造企業(yè)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(cè)墻部件的典型焊接結(jié)構(gòu)件，借助試驗與理論分析相結(jié)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(chǎn)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(zhì)量分數(shù)，%）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(shè)備上進行，焊接工藝參數(shù)為：焊接轉(zhuǎn)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F(xiàn)ig.1 Photos of weldment and fatigue sampling

側(cè)墻部件焊接完成后，依據(jù)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(jié)構(gòu)件幾何特征，設(shè)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(jié)構(gòu)應力作為理論依據(jù)制定試驗方案，開展疲勞試驗，并對試驗結(jié)果進行分析。

結(jié)合初步加載試驗與試件的有限元綜合分析發(fā)現(xiàn)，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(jié)構(gòu)剛度的不均勻性，借助附加夾具或者改變加載方向?qū)崿F(xiàn)在焊縫根部處裂紋萌生。針對型材結(jié)構(gòu)件設(shè)計的幾何不均勻性，提出多種疲勞試驗設(shè)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(jié)構(gòu)件疲勞試驗結(jié)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(shè)計L型夾具，將其轉(zhuǎn)變?yōu)閺澗?，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(shè)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)件進行有限元計算分析。圖3為L型卡具試驗結(jié)構(gòu)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(wǎng)格為八節(jié)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(cè)部分連接至下部夾具，將試樣的右側(cè)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(jīng)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)應力的計算公式如下[6]：

式中Fxi為節(jié)點力；t為板厚；yi為節(jié)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(jié)構(gòu)應力，可用來表征結(jié)構(gòu)疲勞裂紋擴展的驅(qū)動力。

2 試驗結(jié)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(fā)現(xiàn)孔洞、未熔合等內(nèi)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(qū)（TMAZ）和熱影響區(qū)；在對接位置接頭可分為4個區(qū)：焊縫中心部分為焊核區(qū)（WNZ）；焊核區(qū)兩側(cè)為熱力影響區(qū)（TMAZ）；熱力影響區(qū)以外只受焊接過程熱影響的熱影響區(qū)（HAZ）；未發(fā)生組織和性能變化部分為母材區(qū)（BMZ）[7]。前進側(cè)（AS）熱力影響區(qū)與熱影響區(qū)過渡區(qū)交界線清晰可見，后退側(cè)（RS）過渡區(qū)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(qū)和熱影響區(qū)，這是由對接和搭接混合接頭設(shè)計結(jié)構(gòu)特點造成的。值得注意的是搭接位置的冷搭缺欠，經(jīng)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(xiàn)在前進側(cè)熱影響區(qū)（66～71 HV）。從前進側(cè)熱影響區(qū)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(cè)的熱影響區(qū)再次降低（71～75 HV），硬度分布特征與之前的研究結(jié)果一致，進一步驗證了前進側(cè)熱影響區(qū)仍是鋁合金對搭接接頭的薄弱區(qū)域[8]；同時也進一步驗證，低倍試樣兩側(cè)的顯微硬度分布特征一致，數(shù)值變化都在誤差范圍內(nèi)，實際生產(chǎn)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(zhuǎn)，如果沒有這種旋轉(zhuǎn)，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(chǎn)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(huán)墊片大小區(qū)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(cè)墻試件有限元建模及邊界條件設(shè)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(jié)構(gòu)應力計算，得到結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)變?yōu)槎搪菟ńY(jié)構(gòu)，即螺栓從連接上卡具與型材底面轉(zhuǎn)變?yōu)檫B接上卡具與型材內(nèi)表面（見圖2b），以減小結(jié)構(gòu)承受外載時螺栓對彎曲產(chǎn)生的拘束。其螺栓應力對焊根截面結(jié)構(gòu)應力的影響如圖8所示，可以看出，短螺栓連接方式對結(jié)構(gòu)應力的影響不大。5 kN外載對應的結(jié)構(gòu)應力維持在170 MPa上下，普遍大于長螺栓結(jié)構(gòu)相同外載下的結(jié)構(gòu)應力。

圖8 短螺栓不同螺栓應力對試件結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(jié)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F(xiàn)ig.9 Fatigue test of L-type fixture and photos of failure position of test piece

表2 疲勞試驗結(jié)果Table 2 Fatigue test results

2.3.2 等效結(jié)構(gòu)應力計算

為了得到疲勞壽命與荷載水平的關(guān)系，使用結(jié)構(gòu)應力計算疲勞數(shù)據(jù)。2007年，美國機械工程協(xié)會ASME以標準的形式提出了一種新的方法：基于網(wǎng)格不敏感的結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)應力，其計算公式如下[3]：

式中 ΔSs為結(jié)構(gòu)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(shù)；r為彎曲比；m為與材料有關(guān)的常數(shù)，m=3.6。

結(jié)構(gòu)應力與等效結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)應力的分布（最大值108.84 MPa），紅色線為等效結(jié)構(gòu)應力，兩者大小與規(guī)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(jié)構(gòu)應力與等效結(jié)構(gòu)應力沿板寬方向分布規(guī)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(xiàn)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(zhuǎn)產(chǎn)生的塑性金屬流動的痕跡，該位置為裂紋啟裂源（a區(qū)），即裂紋由焊縫根部啟裂；在高倍SEM下，a區(qū)斷口表現(xiàn)出沿晶斷裂特征，晶粒大小約為2 μm，可發(fā)現(xiàn)細小的疲勞輝紋。b位置與c位置為裂紋穩(wěn)定擴展區(qū)域，輝紋方向較為一致，均從a端指向d端；d區(qū)位置為瞬斷區(qū)，該位置可發(fā)現(xiàn)明顯的韌窩特征，對d區(qū)位置進行能譜分析，未發(fā)現(xiàn)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(fā)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(jié)構(gòu)應力分布。對搭接結(jié)構(gòu)在彎曲載荷下，其結(jié)構(gòu)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(cè)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(jié)構(gòu)應力分布Fig.13 For lap joint stiffness curve and structural stress distribution

2.4 疲勞數(shù)據(jù)分析

采用等效結(jié)構(gòu)應力法結(jié)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(jié)合的研究手段，結(jié)合ASME標準，得出等效結(jié)構(gòu)應力-壽命數(shù)據(jù)點，如表3所示。

表3 有限元計算應力結(jié)果Table 3 Stress results of finite element calculation

將攪拌摩擦焊對搭接接頭的疲勞數(shù)據(jù)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(chǎn)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(jié)論

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

（2）接頭疲勞試驗設(shè)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(guī)避了螺栓應力的影響，并且可實現(xiàn)預期的失效模式；對搭接接頭由于焊縫根部的搭接間隙產(chǎn)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(jié)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(xiàn)出沿晶斷裂特征，存在細小的疲勞輝紋；裂紋穩(wěn)定擴展區(qū)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(qū)為瞬斷區(qū)，可發(fā)現(xiàn)明顯的韌窩特征。

（4）采用等效結(jié)構(gòu)應力的主S-N曲線法分析FSW疲勞性能，對搭接結(jié)構(gòu)在彎曲載荷下，等效結(jié)構(gòu)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(cè)裂紋擴展相對較快。