基于主S-N曲线法的搅拌摩擦焊接头疲劳性能分析

刘 杰，屈志军，于谊飞，王 硕

1.长春工程学院 机电工程学院，吉林 长春 130012 2.中车长春轨道客车股份有限公司，吉林 长春 130062 3.哈尔滨工业大学 先进焊接与连接国家重点实验室，黑龙江 哈尔滨 150001

0 前言

搅拌摩擦焊经过多年的技术研发和工程化应用，凭借其高质、高效、节能及环保等优势，已广泛应用于制造领域[1-2]。轨道行业铝合金车体制造已逐步采用搅拌摩擦焊，涉及人员资质、施工工艺及质量判定等均有国际标准的支撑，但是结构件疲劳性能数据还不完善。疲劳断裂是列车车体焊接结构最常见的失效形式，也是轨道列车车体结构件的关键考核指标。目前采取的与熔化焊接头疲劳强度对比的传统试验测试方式已不能满足车体设计及生产制造的需求，寻求一种全新的评估铝合金车体搅拌摩擦焊结构疲劳性能的方法尤为紧迫。

采用等效结构应力法和Abaqus有限元分析相结合，应用主S-N曲线评估疲劳寿命的方法[3-4]已被列为美国ASME标准，国内轨道车辆制造企业针对此方法开展相应的配套研究工作才刚起步。

文中选取铝合金车体侧墙部件的典型焊接结构件，借助试验与理论分析相结合的研究手段，研究基于主S-N曲线法的搅拌摩擦焊接头疲劳性能，为加快铝合金车体搅拌摩擦焊批量生产提供一定的理论支撑。

1 试验材料与方法

1.1 焊接试件的制备

试验材料为厚度50 mm、壁厚4.0 mm的6005AT6铝合金型材，其化学成分如表1所示。

表1 6005A-T6铝合金化学成分（质量分数，%）Table 1 Chemical composition of 6005a-t6 aluminum alloy（wt.%）

焊接试验在型号为FSW-80的搅拌摩擦焊设备上进行，焊接工艺参数为：焊接转速2 000 r/min，焊接速度2 000 mm/min，焊接压力22 kN，焊接前倾角1.5°。试验用搅拌头采用ESAB右旋锥形双螺纹搅拌头，搅拌针长度3.8 mm。采用对搭接模式焊接6005A-T6铝合金型材。搅拌摩擦焊焊接部件的宏观照片如图1所示。

图1 焊件和疲劳取样照片Fig.1 Photos of weldment and fatigue sampling

侧墙部件焊接完成后，依据标准ISO25239-2011[5]分别制取金相、硬度分析试样，疲劳试件如图1b所示。利用JSM-5600LV型扫描电镜、金相显微镜Nikon EPIPHOT300及HMV-2000显微硬度计对样品进行组织和显微硬度分析。

1.2 疲劳试验方案制定与实施

基于焊接结构件几何特征，设计试样疲劳试验加载形式及卡具，计算试样承载时的应力分布，明确焊接接头潜在失效位置，进而以潜在失效位置的结构应力作为理论依据制定试验方案，开展疲劳试验，并对试验结果进行分析。

结合初步加载试验与试件的有限元综合分析发现，当对试样远端加载拉应力时，必须考虑型材接头的几何不均匀性以及结构刚度的不均匀性，借助附加夹具或者改变加载方向实现在焊缝根部处裂纹萌生。针对型材结构件设计的几何不均匀性，提出多种疲劳试验设计方案，综合分析后推荐采用L型夹具对FSW对搭接接头的疲劳性能进行量化研究，重点研究螺栓连接对结构件疲劳试验结果的影响。

室温条件下，在INSTRON 8802型液压伺服疲劳试验机上进行疲劳试验。在疲劳机远端加载拉应力，设计L型夹具，将其转变为弯矩，夹具与试样通过螺栓连接，为避免夹具对试样表面造成损伤，在加载端与试样表面添加1 mm厚的缓冲垫片，加载长度100 mm，加载宽度100 mm。

试验加载条件拉-拉疲劳试验，采用应力比R=0.1，加载频率设置为1～2 Hz。试验后分析疲劳断口形貌。疲劳试验用夹具及加载方式如图2所示。

图2 疲劳试验卡具及加载示意图Fig.2 Fixture and loading diagram for fatigue test

1.3 主S-N曲线结构应力计算分析

采用Abaqus和FE-sale软件，对铝合金搅拌摩擦焊焊接结构件进行有限元计算分析。图3为L型卡具试验结构的边界、载荷条件及应力云图。所用计算模型与疲劳试验条件一致，网格为八节点四面体。对于夹具下部x和y自由度约束，而对于夹具上部只有x自由度约束。将试样的左侧部分连接至下部夹具，将试样的右侧部分连接到上部夹具。与试验中的加载条件相对应的y方向上，在L型夹具施加向上的拉伸载荷。由图可见，相对于母材，焊缝位置经受较大的S11应力，这保证了搅拌摩擦焊对搭接接头焊根失效，焊根处也承受了较大的弯曲应力。

图3 L型卡具试验结构的边界条件及应力云图Fig.3 Boundary conditions and stress nephogram of L-type fixture test structure

采用主S-N曲线法，结构应力的计算公式如下[6]：

式中Fxi为节点力；t为板厚；yi为节点坐标；σm和σb为膜应力和弯曲应力。此处的σm和σb为整个截面的膜应力和弯曲应力，所以记作即为结构应力，可用来表征结构疲劳裂纹扩展的驱动力。

2 试验结果与分析

2.1 接头低倍组织

6005A-T6铝合金搅拌摩擦焊接头成形良好、表面光滑的焊缝，如图1b所示。对焊缝进行相控阵超声波检测，未发现孔洞、未熔合等内部缺陷。

接头低倍组织形貌如图4所示。可以看出，在搭接位置存在一个热力影响区（TMAZ）和热影响区；在对接位置接头可分为4个区：焊缝中心部分为焊核区（WNZ）；焊核区两侧为热力影响区（TMAZ）；热力影响区以外只受焊接过程热影响的热影响区（HAZ）；未发生组织和性能变化部分为母材区（BMZ）[7]。前进侧（AS）热力影响区与热影响区过渡区交界线清晰可见，后退侧（RS）过渡区交界线相对模糊一些。与板材对接接头不同的是，在搭接位置亦存在一个热力影响区和热影响区，这是由对接和搭接混合接头设计结构特点造成的。值得注意的是搭接位置的冷搭缺欠，经测量缺欠距离焊缝中心为2.4 mm，如图4b所示。在实际工程中，冷搭缺欠未定义成焊接缺陷。

图4 接头低倍组织形貌Fig.4 Macrostructure morphology of joint

2.2 接头显微硬度

接头显微硬度分布如图5所示，图中0点为焊缝中心位置。由图可知，焊缝硬度分布呈“W”形，硬度较低值均出现在前进侧热影响区（66～71 HV）。从前进侧热影响区开始，随着距焊缝中心距离的减小，硬度逐渐增大，直到后退侧的热影响区再次降低（71～75 HV），硬度分布特征与之前的研究结果一致，进一步验证了前进侧热影响区仍是铝合金对搭接接头的薄弱区域[8]；同时也进一步验证，低倍试样两侧的显微硬度分布特征一致，数值变化都在误差范围内，实际生产时可只检测低倍试样的一面。

图5 接头显微硬度分布Fig.5 Microhardness distribution of joint

2.3 试件疲劳性能

2.3.1 疲劳试验分析

利用图2a所示的L型卡具，采用弯曲加载的方法断开型材底端接头，暴露焊缝根部的冷搭位置缺口，并使其成为危险位置，进而成功地对搭接和对接混合接头的焊缝疲劳性能进行测试。值得注意的是，加载端L形卡具与试件表面添加了垫片（见图2a），其作用是形成一个旋转，如果没有这种旋转，那么L型卡具辅助加载对焊根位置裂纹的张开几乎不会产生任何影响。

利用Abaqus有限元软件对L型卡具辅助弯曲加载试验进行建模并分析，模型如图6所示。试件底端固定，顶端加载，螺栓为梁单元，用MPC与试件表面的圆环垫片大小区域进行连接。建模时焊根位置的缺口延伸至焊缝中心处。

图6 侧墙试件有限元建模及边界条件设置Fig.6 Finite element modeling and boundary condition setting of side wall specimen

对焊缝中心位置沿板厚方向进行结构应力计算，得到结构应力沿板宽度方向的分布如图7所示。值得注意的是焊根截面的结构应力大小受到螺栓应力的影响，在L型夹具受拉拉疲劳试验的相同外加载荷条件下，焊缝根部截面结构应力随着螺栓应力（螺栓应力=预紧力/螺杆面积）的增加而降低，降低幅度是逐渐下降的。5 MPa螺栓应力对应试件的结构应力值是244 MPa螺栓应力的3倍，因此模拟计算的疲劳寿命随着螺栓应力的增加而增加。

图7 长螺栓不同螺栓应力对试件结构应力的影响Fig.7 Effect of different bolt stresses on structural stress of long bolt

基于上述研究，将长螺栓结构变为短螺栓结构，即螺栓从连接上卡具与型材底面转变为连接上卡具与型材内表面（见图2b），以减小结构承受外载时螺栓对弯曲产生的拘束。其螺栓应力对焊根截面结构应力的影响如图8所示，可以看出，短螺栓连接方式对结构应力的影响不大。5 kN外载对应的结构应力维持在170 MPa上下，普遍大于长螺栓结构相同外载下的结构应力。

图8 短螺栓不同螺栓应力对试件结构应力的影响Fig.8 Effect of different bolt stresses on structural stress of short bolt

综上所述，采用短螺栓结构可以使焊缝中心截面承受更大的弯曲应力，也保证了试验过程中螺栓应力影响的不敏感性。采用短螺栓的疲劳试验如图9所示。疲劳试验实测结果如表2所示。

图9 L型卡具疲劳试验及试件失效位置照片Fig.9 Fatigue test of L-type fixture and photos of failure position of test piece

表2 疲劳试验结果Table 2 Fatigue test results

2.3.2 等效结构应力计算

为了得到疲劳寿命与荷载水平的关系，使用结构应力计算疲劳数据。2007年，美国机械工程协会ASME以标准的形式提出了一种新的方法：基于网格不敏感的结构应力的主S-N曲线法，简称为“主S-N曲线法”，此方法定义了一个新的应力，即等效结构应力，其计算公式如下[3]：

式中 ΔSs为结构应力变化范围；t为实际板厚与单位板厚之比；I（r）为描述载荷模式效应的函数；r为弯曲比；m为与材料有关的常数，m=3.6。

结构应力与等效结构应力沿板宽方向的分布如图10所示。图中蓝色线为膜应力与弯曲应力之和即结构应力的分布（最大值108.84 MPa），红色线为等效结构应力，两者大小与规律较为接近，受螺栓布置位置的影响，各应力均呈“猫耳形”分布，最大应力值距离板宽边界5 mm处，为111.29 MPa。

图10 结构应力与等效结构应力沿板宽方向分布规律Fig.10 Distribution law of structural stress and equivalent structural stress along plate width

2.3.3 接头断口特征与失效分析

6005A-T6铝合金型材对搭接接头的疲劳断口及裂纹扩展形貌如图11、图12所示。由图可见，裂纹初始扩展阶段出现了类似台阶的纹理，此处为搅拌摩擦焊焊接过程中搅拌头反转产生的塑性金属流动的痕迹，该位置为裂纹启裂源（a区），即裂纹由焊缝根部启裂；在高倍SEM下，a区断口表现出沿晶断裂特征，晶粒大小约为2 μm，可发现细小的疲劳辉纹。b位置与c位置为裂纹稳定扩展区域，辉纹方向较为一致，均从a端指向d端；d区位置为瞬断区，该位置可发现明显的韧窝特征，对d区位置进行能谱分析，未发现明显的氧化物特征，初步推断该位置受搅拌摩擦焊近表面焊接螺旋纹的影响，承载面积减小，因此发生瞬断[9]。

图11 疲劳断口位置及宏观形貌Fig.11 Location and macro morphology of fatigue fracture

图12 疲劳裂纹扩展形貌Fig.12 Growth morphology of fatigue crack

对搭接接头弯曲疲劳试验的裂纹扩展属于Out-of-Plane notch effect，其疲劳停止条件为当裂纹穿透板厚，试件完全断开后，接头失效。图13为对搭接接头试验过程的刚度曲线及结构应力分布。对搭接结构在弯曲载荷下，其结构应力分布为中间高两头低，试件的中心位置裂纹扩展得更快，两侧的裂纹扩展速度相对较慢，因此其刚度曲线较为平滑，接头瞬断时刚度急剧下降。

图13 对搭接接头刚度曲线及结构应力分布Fig.13 For lap joint stiffness curve and structural stress distribution

2.4 疲劳数据分析

采用等效结构应力法结合Abaqus计算有限元分析计算，应用基于主S-N曲线评价疲劳寿命的方法，借助试验与理论分析相结合的研究手段，结合ASME标准，得出等效结构应力-寿命数据点，如表3所示。

表3 有限元计算应力结果Table 3 Stress results of finite element calculation

将搅拌摩擦焊对搭接接头的疲劳数据点与ASME主S-N曲线[10]对比。由于对搭接接头的应力集中属于Out-of-plane notch，焊缝根部的搭接间隙产生了较为严重的缺口效应，其疲劳寿命与熔化焊比较，相差不大。对搭接接头整体疲劳寿命偏低，这是因为整个加载过程充分利用了焊根位置的缺口效应。

3 结论

（1）对搭接接头组织在搭接位置存在一个热力影响区和热影响区；在对接位置仍主要分焊核区、热力影响区、热影响区和母材区；接头显微硬度分布仍呈“W”形，薄弱区为前进侧热影响区，数值为66～71 HV。

（2）接头疲劳试验设计加载方式的不同对接头疲劳性能存在一定的影响；采用L型夹具及短螺栓连接的疲劳测试试验方案可行，较好地规避了螺栓应力的影响，并且可实现预期的失效模式；对搭接接头由于焊缝根部的搭接间隙产生了缺口效应，其疲劳寿命与熔化焊比较相差不大。

（3）搅拌摩擦焊对搭接接头结合良好，冷搭接位置不具备连接强度，疲劳裂纹由焊缝根部启裂，表现出沿晶断裂特征，存在细小的疲劳辉纹；裂纹稳定扩展区域，辉纹方向较为一致，均从焊缝根部指向焊缝表面；近焊缝表面区为瞬断区，可发现明显的韧窝特征。

（4）采用等效结构应力的主S-N曲线法分析FSW疲劳性能，对搭接结构在弯曲载荷下，等效结构应力分布为试件中间高、两头低，焊缝中心位置相对焊缝两侧裂纹扩展相对较快。