異種鋁合金搭接焊接頭的疲勞特性及其壽命預測

許 諾 金 一 張 梅

(1.上海汽車集團技術中心, 上海 201804； 2.上海大學材料科學與工程學院，上海 200444)

輕量化是汽車的發展趨勢。鋁制汽車構件具有一系列優良特性，如密度小，比強度和比剛度高，抗沖擊性能、耐蝕性好，表面易著色等，在汽車工業得到了廣泛應用[1]。

很多鋁制汽車構件是焊接而成的。然而由于鋁合金焊接時易氧化和吸氣、導熱快以及易變形等，與鋼相比有較大差異，較難焊接。為此鋁合金的焊接都采用較先進的焊接設備、焊接工藝及焊接材料，鋁合金的焊接技術也在不斷發展和完善。

Fronius公司在2002年開發了冷金屬過渡(CMT, cold metal transition)技術，它是基于短路過渡電弧的“專業系統化中斷”技術實現“熱—冷—熱—冷”交替的焊接工藝，可減小電弧壓力和能量輸入，是一種全新的短路過渡技術，實質上是熔化極惰性氣體保護焊(MIG, metal inertia gas)的一種。與普通MIG焊相比，CMT焊具有無焊渣飛濺、熱輸入較低等優點[2- 3]，適合焊接薄板或超薄板，在鋁合金焊接中應用廣泛。

本文研究用合金是最常用的6082變形鋁合金和A356鑄造鋁合金。雖然有研究涉及到了這兩種材料的熱處理工藝、組織和性能等[4]，現有文獻也有一些關于采用CMT工藝焊接變形鋁合金的報道[5- 8]，但對于6082變形鋁合金與A356鑄造鋁合金的焊接接頭性能的研究報道較少，尤其是有關異種鋁合金焊接接頭疲勞特性的研究十分匱乏。目前，為實現汽車輕量化，在變形鋁合金與鑄造鋁合金的焊接方面尚存在諸多問題，亟待解決。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

對A356合金板和6082合金板進行搭接焊，而后從搭接焊接頭上切取疲勞試樣進行應變疲勞試驗，對試驗數據進行處理，以獲得搭接焊接頭的應變疲勞特性參數。

兩種鋁合金板的尺寸均為2.5 mm×200 mm×200 mm，采用CMT工藝進行雙焊縫搭接焊，焊后去除焊縫余高，并按國標進行取樣，分別在起弧與收弧預留25 mm處取樣。圖1為搭接處厚度為2.5 mm的雙搭接焊接頭試樣的示意圖和實物，將焊縫中心置于平行段中部，目的是盡可能考慮到焊縫與焊接熱影響區對其疲勞性能的影響。考慮到搭接試樣的特殊性，為防止試樣彎曲，設計了相應的疲勞試驗專用夾具，在疲勞試驗中裝配。試驗根據GB/T 26077—2010《金屬材料軸向等幅低循環應變疲勞試驗》進行。

圖1 A356- 6082合金搭接焊接頭低周疲勞試樣示意圖及試樣夾具Fig.1 Low- cycle fatigue test specimen taking from the lap- welded joint of the A356 and 6082 alloys and its fixture

1.2 試驗標準和設備

按GB/T 26077—2010和GB/T 15248—2008《金屬材料軸向等幅低循環疲勞試驗方法》進行試驗數據的采集、整理及后續的繪圖和曲線擬合，然后確定各項參數。試驗在MTS電液伺服疲勞試驗機上進行。

1.3 試驗方法

低周疲勞應變幅分別為0.2%、0.265%、0.4%、0.465%、0.535%，每個應變幅至少重復試驗3次。按GB/T 26077—2010對數據進行曲線擬合后得到接頭的疲勞參數σf′、b、εf′、c、K′和n′。

2 原始數據及其處理

2.1 低周疲勞數據

首先導出試驗機采集到的力和位移的數據，采用式(1)和式(2)將其換算成應力和應變。

σ=F/S

(1)

ε=1-(l0×εt)/(2la)

(2)

式中：F為采集到的力，S為試件的橫截面積，l0為位移中值，εt為試件的總應變，la為位移幅值。

根據GB/T 26077—2010擬合疲勞壽命曲線，通過滯后曲線(見圖2)得到塑性應變幅值， 彈性應變幅值由總應變幅值與塑性應變幅值相減得到。試樣的總應變則通過圖像的采集系統計算得到，根據式(3)便可計算出試樣的彈性應變幅值。

Δεe/2=εt/2-Δεp/2

(3)

圖2 滯后曲線示意圖Fig.2 Schematic diagram of hysteresis loop

2.2 低周疲勞試驗原始數據

表1為A356- 6082合金搭接焊接頭的低周疲勞試驗原始數據。

表1 A356- 6082合金搭接焊接頭低周疲勞試驗原始數據Table 1 Original low- cycle fatigue test data on lap- welded joints of the A356 and 6082 alloys

2.3 低周疲勞特性參數

根據疲勞試驗的特點，應力幅值Δσ/2、疲勞強度系數σf′和疲勞壽命Nf之間存在如下關系：

Δσ/2=σf′+×(2Nf)b

(4)

疲勞強度系數σf′、疲勞強度指數b、彈性應變幅值Δεe/2和疲勞壽命Nf存在以下關系：

Δεe/2=(σf′/E)×(2Nf)b

(5)

對式(5)兩邊求對數,得：

log(Δεe/2)=log(σf/E)+blog(2Nf)

(6)

根據式(6)可將log(2Nf)和log(Δεe/2)擬合成一條直線，即2Nf—Δεe/2，其中b為斜率，log(σf/E)為截距。

同理，疲勞延性εf′、疲勞延性指數c、塑性應變幅Δεp/2和疲勞壽命2Nf存在以下關系：

Δεp/2=εf′×(2Nf)c

(7)

循環強度系數K′、循環應變硬化指數n′、塑性應變幅值Δεp/2和應力幅值Δσ/2存在以下關系：

Δσ/2 =K′×(Δεp/2)n′

(8)

對式(7)和式(8)兩邊取對數，分別可以得到斜率為c和n′、截距為logεf′和logK′的直線，即Δεp/2—2Nf和Δσ/2—Δεp/2曲線。根據GB/T 26077—2010采用恒應變頻率控制方法進行試驗，頻率為1 Hz。

3 低周疲勞特性

根據低周疲勞數據處理標準以及Mansion- Coffion(M- C)方程(式(4)、(5)和(7))，對試驗數據進行線性曲線擬合,得到的結果如圖3和圖4所示，并將擬合得到的低周疲勞特性參數列于表2。通過疲勞參數的導入，采用數值模擬軟件Ansysncode預測疲勞行為，并進行試驗驗證。

圖3和圖4為搭接焊接頭試樣的循環應力- 應變曲線、應變- 循環次數曲線以及根據M- C方程擬合的參數曲線。

圖3 循環應力- 應變曲線(a)和E- N曲線(b)Fig.3 Dependences of cyclic stress on strain (a) and of E on N (b)

圖4 △εp/2-2Nf關系(a)和△εe/2-2Nf關系(b)Fig.4 Dependences of △εp/2 on 2Nf (a) and of △εe/2 on 2Nf (b)

表2 疲勞特性參數匯總Table 2 Summary of the fatigue characteristic parameters

4 鋁合金副車架疲勞壽命預測及驗證

4.1 疲勞壽命預測

圖5為前副車架的有限元模型。鋁合金副車架車身連接為硬連接，采用約束法求解準靜態應力。鋁合金副車架主要風險區域為焊縫區，主要包括橫梁與縱梁連接處的焊縫、轉向機支架處焊縫和穩定桿支架根部焊縫。

鋁合金焊縫疲勞性能采用靜態工況預測，求得峰值載荷下的應力后，根據應力曲線進行線性疊加，通過NCODE軟件采用E-N曲線求解。通過優化支架結構和焊接走向，有效減少了疲勞損傷，如圖6所示，優化結構的最大損傷為0.22， 低于軟件設定的開裂門檻值2.5，滿足設計要求。

圖5 前副車架有限元模型Fig.5 Finite element model of the front sub- frame

圖6 前副車架焊縫的疲勞損傷分布Fig.6 Fatigue- damaged distributions of welding seam for the front sub- frame

4.2 驗證

對結構優化的前副車架進行單通道臺架試驗，以驗證預測的疲勞壽命。圖7為進行疲勞臺架試驗的前副車架。試驗結果表明，4組試件試驗至3倍以上的目標壽命均未開裂。此外，將按優化方案焊接的前副車架裝車，通過了道路試驗場100%驗證，均未開裂。

圖7 臺架試驗中的前副車架Fig.7 Front sub- frame during bench test

5 結論

(1)試驗鋁合金A356- 6082搭接焊接頭的應變疲勞特性如下：

Δεp/2=503.7×(△εp/2)0.123，

Δεp/2=0.264 6×(2Nf)-0.577，

(2Nf)-0.577。

(2)采用試驗獲得的疲勞特性參數進行構件的疲勞仿真分析，前副車架臺架疲勞損傷符合要求，臺架試驗結果表明，CAE壽命預測結果與實際結果吻合。前副車架裝車通過了道路耐久性驗證，證實采用試驗所得的疲勞特性參數預測的疲勞壽命準確，預測方法可靠。