铝合金焊接接头疲劳失效评定方法研究

'中文摘要本文通过焊接接头疲劳试验对3A21铝合金焊接接头JSjⅣ曲线进行了详细分析，并将其试验结果进行了比较，讨论了试件的焊接接头型式和焊趾角度对璺Jv曲线的影响。试验结果表明：铝合金焊接试件的常数棚和N=2x106疲劳强度与国际焊接学会(IIW)推荐的数值有较大差异，采用IIW的sⅣ曲线对本文铝合金焊接试件进行疲劳评定时，将给出过于保守的结果；接头型式不同导致焊接接头局部应力集中有较大差异，因而对采用名义应力幅值表示的9Ⅳ曲线有明显影响。应力平均法是局部应力方法之一，本文采用此方法对3A21铝合金焊接接头进行疲劳评定。用有限元计算局部应力值，建立了评定结果的口Ⅳ曲线，并分析了接头型式、焊趾半径等因素对计算结果的影响。结果表明，采用SAA法能够对四种接头型式的疲劳寿命做出合理的估算，并能预测焊接接头的疲劳位置，它评定的结果是偏于安全的。对本文研究的3A21铝合金焊接接头而言，Neuber建议的把焊趾处视为尖锐缺口(即令p=0，矿‘=O．15ram)与实际情况有一定的差别，这样在焊趾处将产生较大的应力集中，由此得到的局部应力值远远大于实际值。此法在工程上有一定的适用性。焊趾是决定焊态接头疲劳性能的关键部位，应力集中区的最大应力存在于焊趾部位。临界距离法包括点法、线法、面法，本文应用点方法对3A21铝合金的两种不同型式的焊接接头疲劳强度进行了评定研究。用有限元计算局部应力值，建立了评定结果的量Ⅳ曲线，并分析了有限元网格和接头型式对计算结果的影响。结果表明：点方法能够对两种接头形式的疲劳性能做出合理的评定，并能准确预测疲劳断裂位置。对焊态焊接接头，点方法的局部应力△盯。，参量为具有一定普遍意义的疲劳控制参量，由△盯。表示的焊接接头疲劳强度与接头型式无关：临界点法对有限元网格密度有一定依赖性。在相同的应力作用下，c型接头试件的疲劳寿命高于Dz型接头，即D2型接头比c型接头更易产生疲劳断裂。关键词：铝合金，应力平均法，临界距离法 ABSTRACTs．Ncurvesofweldedlointsmadeby3A21aluminumalloyarestudiedbasedontheresultsoffatiguetests．Theinfluenceofthedifferentjointgeometriesandweldtoeradiusons—Ncurveisdiscussedbythetestresultofweldedjoints．Itindicatesthattheconstantmandthefatigueresistancevaluewhichisat2×10。cyclesaredifferentfromthevaluerecommendedbyIIWobviously．ThefatigueassessmentresultofaluminumalloyweldedjointsthatisgivenbyIIWS-Ncurveisconservative．Inaddition，thedifferentjointgeometriesleadtothedifferenceoflocalstressconcentrationofweldedjoints，sonominalstressS-Ncurveisaffectedevidently．Thestressaveragingapproach(SAh)isoneofthelocalstressapproaches．Fatiguebehaviorof3A21aluminumalloyweldedjointsisassessedbythisapproachhere．ItcalculatesthelocalstressbythefmiteelementandestablishesS—NcurveassessedbySAA．ItshowsthatSAAcarlreasonablyassessthefatiguebehaviorandpredictthesitesoffatiguefractureofweldedjoints．Theresultisconservative．AccordingtoNeuber’sproposal，theweldtoewasregardedasasharpnotch，namely,p=0mmandp1卸．15mm，whichhascertainapplicabilityinengineering．Withtheway,biggerstresswillbeconcentratedintheweldtoe，thusthelocalstressbycalculatingisbiggerthanactualone．Theweldtoeisimportanttofatiguepropertiesofweldingjointsanditalsoleadstothebiggeststressamongstressconcentrationzone．TheCriticalDistanceMethod(CDM)consistsofthePointMethod(PM)，LineMethod(LM)andAreaMethod(AM)．ThePointMethod(PM)isappliedtothefatigueassessmentof3A21aluminumalloyweldedjointsfortwodifferentjointgeometrieshere．ANSYSsoftwarewasusedtocalculatethelocalstressands—Ncurveisestablishedbytheresult．Theinfluenceofthedifferentmeshandjointgeometriesontheresultisdiscussed．ItisshownthatPMcallreasonablyassessthefatiguebehaviorandpredictthesitesoffatiguefractureofweldedjoints．Forwelded10ints，PMlocalstress＆oPⅥisanuniversalfatiguerestrainingparameter,thefatigueintensionexpressedby＆oPMisindependentofthelointgeometries．PMisdependentoftheFEmeshsize．Undertheslullestress．fatiguelifefortypeCishigherthantypeD2’s，namely,fatiguefailureiseasiertoproduceontypeD2．Keywords：aluminumalloy,stressaveragingapproach,criticaldistancemethodIl 独创性声明本人声明所呈交的学位论文是本人在导师指导下进行的研究工作和取得的研究成果，除了文中特别加以标注和致谢之处外，论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果，也不包含为获得盔洼盘茔或其他教育机构的学位或证书而使用过的材料。与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中作了明确的说明并表示了谢意。学位论文作者签名：驮五彩签字日期：如灯年／月2日学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解墨鲞盘鲎有关保留、使用学位论文的规定。特授权墨注盘堂可以将学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，并采用影印、缩印或扫描等复制手段保存、汇编以供查阅和借阅。同意学校向国家有关部门或机构送交论文的复印件和磁盘。(保密的学位论文在解密后适用本授权说明)学位论文作者签名：j8火五栖导师签名：聿幻飘科签字日期：2D口F年f月2日签字日期："曾’年r月。日 第～章绪论—_————_—H十_—-—————_———————_————————————_-—__————————●——————-P——————————————一。一1．1选题背景及研究意义第一章绪论铝是地球上最丰富的金属元素，在工业生产和生活中用途广泛⋯。纯铝的熔点为660。C，而铝合金的熔化温度随合金的种类不同而不同，其范围在530～650。c之间【2]。铝在空气中及焊接时极易氧化，生成的氧化铝(A1203)熔点高、非常稳定、能吸潮、不易去除。铝及铝合金具有优异的物理特性和力学性能，其密度低，耐蚀能力强，比热容、电导率、热导率、线膨胀系数比钢大，焊接时焊件的变形趋势较大Ⅲ。铝及铝合金有几种不同的分类方法：按成材方式可分为变形铝及铝合金和铸造铝合金；按合金化系列可分为1×××系(工业纯铝)、2×××系(铝～铜)、3×××系(铝～锰)、4×××系(铝一硅)、5x××系(铝一镁)、6×××系(铝一镁一硅)、7××X系(铝一锌一镁一铜)、8×××系(其他)等八类合金；按强化方式可分为热处理不可强化铝及铝合金和热处理强化铝合金。前者仅可变形强化，后者既可热处理强化，亦可变形强化【3】。本文研究的铝合金材料属于3×××系铝锰合金，其编号为3A21(旧牌号为LF21)。建国后，现代焊接技术在我国得到飞速发展，焊接构件已广泛应用于国民生产中。现代焊接技术的发展同时促进了铝及铝合金焊接技术的进步，可焊接铝台金材料的范围扩大了。铝合金焊接构件已广泛应用于机械、电力、化工、轻工、航空、航天、铁道、舰船、车辆等工业内的焊接结构产品上，例如飞机、飞船、火箭、导弹、高速铁道机车和车辆、高速水船和双体船、鱼雷和鱼雷快艇、轻型汽车、自行车和赛车、大小化工容器、空调器、热交换器、雷达天线、微波器件等，都采用了铝及铝合金材料，制成了各种熔焊、电阻焊、铅焊结构。铝合金由于密度小、无磁性、热导率和强度高，以及良好的成型性、低温性能、高耐腐蚀性能等被广泛应用于各种焊接结构中。铝合金焊接结构在重复外力作用下，往往在低应力下发生疲劳断裂。疲劳破坏过程一般很难察觉到，因此，疲劳断裂具有很大的危险性。有数据表明，铝合金焊接构件中90％的断裂是由于焊接接头处的疲劳破坏引起的。因此，铝合金焊接接头的疲劳性能受到 第一章绪论设计及使用单位越来越广泛的关注，研究铝合金焊接接头疲劳断裂特性，分析产生疲劳断裂危害的因素，估算焊接接头的疲劳寿命，是提高和继续发展铝合金焊接结构的重要课题[4I。1．2焊接铝合金疲劳评定规范的发展吲人们对铝合金构件的应用越来越感兴趣，如：汽车、火车、桥梁、海洋平台和高速船舶。在这些应用中，焊接是主要的连接方法，疲劳是一个重要的设计标准。但是，铝合金焊接接头的疲劳性能很差。因此，我们需要清晰的设计标准来避免铝合金构件的疲劳破坏。由于很难对疲劳设计规范达成一致，20年来科研人员对铝合金的疲劳性能做了大量的试验和分析，评定这些研究成果的地方是一系列的国际铝材会议。1981年以来，这些会议已出版了7册论文集，制定了新的设计规范使疲劳研究工作达到了高潮。主要的疲劳设计规范按年代l【嗫序排列为：BSgll8f⋯、欧洲钢结构协会【71(ECCS)、加拿大标准协会【8】(CAN)、美国铝材协会【91、DNV[旧】、国际焊接协会【1IJ(1lW)和Eurocode9t121。除了DNV文件，这些方法都提供了不同的名义应力幅值表示的S-N设计随线。在DNV文件中着重使用了热点应力幅值，IIW设计规范和Eurocode9也提及了此法，但没有提供具体的设计数据。各标准中的＆Ⅳ曲线及对它的应用差别很大。因此，不同的规范将产生不同的疲劳寿命。为了提供一个适用焊接铝合金结构的基础，应根据相应的数据对比关键特征并尽可能的评定关键特征部位。为了理解为何近年来出现了这么多疲劳设计规范，我们有必要回顾一下20年来欧洲设计规范的发展，它们影响了整个疲劳设计规范的发展。1979年，英国标准一铝材设计规范是当时最全面的铝材设计标准，为全世界所使用，英国决定将它修订成限制性国家标准。接着在此基础上又出版了新的钢桥梁设计标准：BS5400。在疲劳方厦，此标准认为，出于钢材和铝材具有不同的杨氏模量，钢材的疲劳定律乘以一个系数就可得到铝材的疲劳定律【13】。这种可能性首次在这里得到检验。这种方法认为：焊接接头的疲劳寿命取决于疲劳裂纹的扩展114】，这两种材料基于△世他的疲劳裂纹扩展数据具有良好的相关性。因此，将钢材的疲劳设计应力除以3就可得到焊接铝合金的疲劳设计应力。以前发表的数据倾向于这种方法，而且《公共标准意见草案》在1985年采纳此 第一章绪论方案代替BSCPll8和BS8118。然而一些工业已经注意到新标准在高循环阶段比BSCPll8保守的多，其他工业认为1／3钢材定律的方法过于简单，不能得到准确的铝合金的疲劳性能。对铝合金焊接接头疲劳数据的初始评定已经重视到了数据的分散性和小尺寸试件数据的不稳定性。小尺寸试件，特别是具有横向焊缝的小尺寸试件的另一重要特点是它们比实际结构具有更低的拉伸残余应力，我们可以得到更加真实的疲劳数据。这些争论影响了新成立的ECCS委员会，此委员会的任务是起草一套欧洲标准。因此，他们更倾向于从实际构件特别是粱构件中得到的数据。除此以外，大量的欧洲新项目提供额外的数据。这些数据可用来评定(BS81】8公共意见草案》，疲劳数据稍微做了修改。1990年初，ECCSt7]和BS8118／6】疲劳定律成为Eurocode9112l的基础，当时又得到了大尺寸试件的数据，因此最后的形式既不同于BS8118也不同于ECCS。其他重要的发展是美国和加拿大起草的疲劳设计规范，这两个规范都受了欧洲规范的影响【l”。1．3铝合金焊接接头疲劳评定方法广泛来说，任何疲劳评定都是比较构件的“疲劳加载”和“疲劳强度”。在设计寿命中，构件要承受这种加载(如：疲劳载荷记录，合成应力，应力循环的次数，环境的影响等)。很明显，疲劳强度必须足以经受得住疲劳加载而不发生断裂。疲劳强度数据取决于所使用的评定方法。新的IIW疲劳设计规范概括了评定焊接接头疲劳寿命的四种主要方法⋯，即：(a)以名义应力表征的典型焊接接头的昌Ⅳ曲线；(b)以热点应力表征的焊接结构件的s．Ⅳ曲线；(c)以局部缺口应力表征的材料的S-N曲线；(d)断裂力学方法，用疲劳裂纹扩展数据结合应力强度因子计算裂纹的扩展情况。前三种方法应用于设计阶段，第四种方法～般不用来设计构件，而用来评定已知或假想的缺陷。(1)名义应力评定方法用于设计的疲劳强度数据一般可用品Ⅳ曲线表示，即名义上的循环应力幅 第一章绪论值S和相应的循环次数Jv引起断裂。最简单的情况是设计者要确保在设计的寿命之内载荷循环次数rl不超过执最普遍的方法是使用从疲劳试验中包含了焊接接头结构细部的焊件中得到的矗Ⅳ曲线，这种曲线就是以名义应力表征的．孓Ⅳ曲线。许多规范和标准中都有这样的墨Ⅳ曲线，一些曲线还被应用到铝合金焊接接头。用名义应力法评定构件的疲劳强度及疲劳寿命要计算结构件的应力幅值并将它们与名义应力曲线比较。如果缺乏典型的试验数据，可以用标准化的＆Ⅳ曲线图定义＆Ⅳ曲线的梯度和分散带。名义应力曲线受材质、形状(包括缺口效应和尺寸效应)、表面粗糙度(包括残余应力)的影响。如果无法明确地定义名义应力，可用压力和力矩来代替名义应力【】6J。名义应力。曼Ⅳ曲线涉及了焊件的细节部位，使用者不必再试图证明焊件细节处的局部应力集中效应了，因此基于名义应力幅值的S-N曲线可应用于细节部位附近。在规范和标准中，这些曲线由任意字母表示或由特定寿命(通常是2×106循环次数)下的疲劳强度表示。国际焊接学会(IIW)给出了以名义应力表示的铝合金焊接接头设计规范m]。(2)热点应力法热点应力法是。9^v曲线法的扩展，因为它利用了从实际焊接接头试件中获得的＆Ⅳ曲线。在简单的试验试样中，名义应力很容易确定。但在实际构件中，总体结构不连续，应力分布不一致，厚度方向应力梯度复杂，这就使名义应力不再明显。试验应力分析(如应变仪)和数值应力分析(如有限元)可以提供焊接接头处应力的详细信息。在这种情况下，可以使用结构应力。此应力包含除焊件本身以外焊接元件细部所产生的所有应力集中效应。Niemill81详细讨论的热点应力是焊趾处的结构应力，它由焊缝附近应力分布外推得到。一些管状接头可用参量公式计算热点应力【19l，随着热点应力得到广泛应用，更多的公式将得到发展。热点应力法的一个局限性是它只适用于评定焊件焊趾处的潜在断裂。以热点应力表示的S-N曲线目前只用于管状接头，以名义应力表示的s-Ⅳ曲线不再普遍适用，因为他们包含了一些焊接接头应力集中效应的影响。一个典型的热点应力量Ⅳ曲线是横向对接焊缝，接头处没有应力集中效应，而焊缝处存在应力集中，这就是管接头的例子。(3)缺口应力法分析和评定焊趾和焊根处的弹性缺口应力需要解决两个问题：尖锐缺口处的商应力或无限应力峰值和微观结构约束效应。微观结构约束效应降低了裂纹起始和扩展的应力【2州。根据对微观结构约束效应不同的定义。评定方法分为不同 第一章绪论的类别刚：Siebel_币NStieler的应力梯度法，Neuber的应力平均法，Peterson的表面层法，最近还提出了高应力体积法瞄】和临界距离法【23】。Radaj根据Neuber的微观结构约束效应假设提出了应力平均法，Sonsinoeta1．已将此方法应用于评定铝合金焊接接头【2”。近年来，有人又将高应力体积法和临界距离法应用于评定铝合金焊接接头【24。71。虽然缺口应力法只适用于焊趾或焊根处潜在断裂的评定，但在设计用的璺Ⅳ曲线中，此应力还试图包含试件本身在内的所有应力集中来源。因此，从理论上讲，同一类型的材料只需采用一条gⅣ曲线。但实际上，一条焊缝的焊趾或焊根的几何尺寸变化很大，而且在设计阶段不为设计者所知。因此，通常将焊缝几何尺寸理想化为具有特定的形状、焊趾和焊根半径，然后用数值分析法计算局部应力，参数公式适用于一定范围的接头几何尺寸【2”。缺口应力法近年来才出现在疲劳设计规范[21,28]，目前IIW没有给出铝材的缺口应力洲曲线。(4)断裂力学方法断裂力学方法详细地描述了它被发现和假设的环境条件：在当前服役阶段引入了缺陷(疲劳裂纹)。这样的缺陷是非破坏性试验(NDT)检测的缺陷或是与NDT检测极限相关的假想缺陷。断裂力学评定法【29]使用计算加载。但是疲劳强度由材料的疲劳裂纹扩展速率描述，用断裂力学应力强度因子AK表示。AK是应力范围(s)和裂纹尺寸(a)的函数，如：AK=坶√磊(1．1)其中Y是几何尺寸和载荷的函数。使用AK可保证裂纹扩展速率之间的关系，而且还可将△K视为一个规律用于同种材料的任何几何尺寸。裂纹扩展定律近似于线性关系(通常指Paris规律)：熹=c(斌r(1—2)随着△足接近门槛值(低于此门槛值裂纹扩展无效)，随着足。。接近断裂临界值，公式出现了偏差。·实际应用中，Paris规律中的逐渐过渡可通过定义一些线性关系更加准确地模拟出来。设裂纹尺寸为ai，临界裂纹尺寸为af，结合等式(I-2)可得到△s范围下的残余疲劳寿命Ⅳ：r7面d丽a=州(I-s)‘r妇石r⋯、⋯ 第一章绪论对于变幅载荷，每一个单循环或一系列等应力循环相结合，得到：r7冬+r7——氅+⋯+Ptc．：CN(1-4)￡i丽+ir石丽+⋯+8·21．4洲设计曲线的比较所有的焊接铝合金疲劳设计规范都为特定的焊件细部提供了一系列的鲫曲线，用适当的设计曲线描述不同的焊接接头。量．v曲线的分类取决于接头类型、加载方向和疲劳断裂模型。铝材协会所给的＆Ⅳ曲线不具备全面的指导性，因为它给的曲线只涉及接头类型和载荷方向。盛|v曲线来自于logs和logⅣ的线性回归分析，此分析建立了平均曲线和统计下边界，通常是平均值．2倍的109Ⅳ的标准偏差。＆Ⅳ曲线的形式为：∥N=A(1-5)A和m是常数。假设曲线向上延伸到材料的静载设计极限应力水平，向下延伸到抗疲劳极限应力水平。所有的铝材规范都引入了5×106循环次数下的恒幅抗疲劳极限。有两个基本的方法来定义s-Ⅳ设计曲线：昏耐啊-I鲰q瞄一图I，IlfW的铝台金疲劳设计s．Ⅳ曲线Fig．1·lFatiguedesignS-NcurvesforaluminumalloysinIlW 第章绪论对于变幅载荷，每一个单循环或一系列等应力循环相结合，得到：r『_罢=i+r—r尝i+¨．+Pn：CN(1-4)i一丽+i网。+++北21．4争Ⅳ设计曲线的比较所有的焊接铝合金疲劳设计规范都为特定的焊件细部提供了一系列的盛Ⅳ曲线，用适当的设计曲线描述不同的焊接接头。墨^，曲线的分类取决于接头类型、加载方向和疲劳断裂模型。铝材协会所给的S-N曲线不具备全面的指导性，因为它给的曲线只涉及接头类型和载荷方向。孓．v曲线来自于logS和109Ⅳ的线性回归分析，此分析建立了平均曲线和统计下边界，通常是平均值．2倍的lo酬的标准偏差。S-N曲线的形式为：∥N=A(1-5)A和m是常数。假设曲线向上延伸到材料的静载设计极限应力水平，向下延伸到抗疲劳极限应力水平。所有的铝材规范都引入了5×106循环次数下的恒幅抗疲劳极限。有两个基本的方法来定义＆Ⅳ设计曲线：疲劳极限。有两个基本的方法来定义＆Ⅳ设计曲线；图I-II[W的铝台金疲劳设计sw曲线Figl·1FatiguedesignS-／VcurvesforaluminumalloysinIIW 第一章绪论(a)定义以对数坐标表示的s-Ⅳ曲线。将焊件细部分配给与此试验数据下限最接近的曲线。IIWI”锄范给出的璺Ⅳ曲线按此法定义了2×106循坏次数下的应力幅值。如图1一l所示。(b)直接来自于试验数据的＆Ⅳ设计曲线。在一些例子中，不同细部的焊件具有相似的疲劳寿命，这些数据就可结合起来形成一类墨Ⅳ曲线。合成的S-N曲线通常可能没有相同的间隔，但它们都可由2×106循环次数下的疲劳强度表示。盛Ⅳ曲线的斜率可按Eurocode9㈦用m表示或按铝材协会规范【91用ABC来表示，如图1．2、图1．3所示。矗■_“电q岫图1．2铝材协会的铝合金疲劳设计洲曲线Fig．1·2FatiguedesignS-NcurvesforaluminumalloysinAluminumAssociation自口湃-l诤hq瞳-图1-3Euroeode9的铝合金疲劳设计矗Ⅳ曲线Fig．1_3FatiguedesignS-NcurvesforaluminumalloysinEurocode9IE孟．墓●-‘kl，毒 第一章绪论1．5本文的研究目的及内容随着现代焊接技术的发展，铝合金焊接构件已广泛应用于工业生产和生活中。焊接接头的疲劳性能是影响焊接结构的重要特性，因此，国内开始重视对铝合金焊接结构及接头抗疲劳性能的研究【30】。但与钢结构疲劳强度与设计的研究相比，对铝合金结构件进行的工作仍然少的多，一些较为细微且很重要的研究开展的还不够[3t-34]。到目前为止，国际焊接学会(IIW)只给出了以名义应力表示的铝合金焊接接头设计规范【”】，缺乏以局部应力表示的铝合金构件的疲劳强度，国内也很少有人对这方面进行研究。“局部法”是近年来疲劳评定研究的重要方向，此法包括了焊接接头局部焊缝细节等因素的影响，能够准确反映焊接结构疲劳断裂的实际情况，因而受到国际焊接学会(HW)NINgN普遍重视p6】。本文将用“局部法”评定3A21铝合金焊接接头，并将试验结果与计算结果相对比，对该方法的有效性及影响因素进行分析讨论。具体内容如下：(1)对3A21铝合余板进行钨极惰性气体保护焊(TIG)焊接，制备出四种不同接头型式的焊接接头：A、B、C、D型接头。对焊后各试件进行局部几何尺寸的测量，确定焊缝几何尺寸、焊趾角度及焊趾半径等参数，统计分析了这些参数的变化规律。在此基础上对各试件进行拉伸疲劳试验，应力比R=O．1。通过疲劳试验数据绘制了存活率为50％和95％的盛Ⅳ曲线，分析各种接头的疲劳强度并对其进行比较，讨论了接头型式、焊趾半径等因素对焊接接头疲劳强度的影响。(2)用应力平均法对试验制备的四种型式的接头进行疲劳评定。建立有限元模型时，根据Ncubel"的建议采用平面横截面模型，焊趾宽度和高度取实测数据，焊趾半径取以应力平均法算得的0．4ram。采用平面应变条件计算出各试件的应力场，将评定结果与试验结果进行对比，分析讨论了应力平均法的有效性。计算出了各试件的疲劳缺口系数茁。并将其与试件的应力集中系数足，对比。(3)用临界距离法中的点方法对试验制备的C型和D2型接头进行疲劳评定。依据各试件的实测尺寸建立二维平面弹性有限元模型，焊脚高度、宽度和半径均取实际值。计算各试件的局部应力场。将评定结果与试验结果进行对比，分析了临界点法的有效性。讨论了有限元网格和接头型式对计算结果的影响。最后将应力平均法的评定结果与临界点法的评定结果相比较。 第二章铝合金焊接接头的疲劳性能试验研究2．1引言随着航空工业的发展，铝合金结构的应用越来越广泛，因此对铝合金焊接接头疲劳强度的研究十分重要。目前铝合金的疲劳强度数据缺乏，只有以名义应力方法给出的铝合金疲劳设计标准，因此研究铝合金焊接接头的疲劳强度及其评定是很有意义的。研究铝合金的疲劳性能需要大量的试验数据，已发表的文献中有关铝合金的试验数据很少。因此，本章对3A21铝合金的不同接头型式进行了疲劳试验，获得了大量的试验数据，并将其疲劳试验结果进行比较，分析讨论了接头型式和焊趾角度对疲劳强度的影响。2．2疲劳试验2．2．1试样的制备疲劳拉伸试验采用的材料为厚度8mm的铝合金板，编号为3A21(IH牌号为LF21)，属于铝锰含金系。其化学成分嘲和力学性能【37,381如表2-1，2。2所示。试件的接头型式有四种：A型一带纵向立板的角焊缝接头，B型一非承载角焊缝十字接头，C型一对接接头，D型一丁字接头(DI为厚立板丁字接头，D2为薄立板丁字接头)。如图2。1、图2．2、图2-3、图2-4所示。表2．13A21铝台金的化学成分Table2-1Chemicalcompositionof3A21aluminumalloyM墅!!型ii壁曼!丛!坚g堡!盟i墨!卫盈垒13A210．6O．7o．201．0—1．6o．05一一0．10①0．15一余量①作铆钉线材的3A21铝合金的w(Zn)应不大于0．03％。表2-23A21铝合金的力学性能Table2—2Mechanicalpropertiesof3A21aluminumalloy 第二章铝合金焊接接头的疲劳性能试验研究18．758图2-1带纵向立板角焊缝接头(A型)试件的几何形状的尺寸Fig．2-1GeometricalcharacteristicofweldedjointsA18．758图2-2非承载角焊缝十字接头(B型)试件的几何形状的尺寸Fig．2_2GeometricalcharacteristicofweldedjointsB 第二章铝合金焊接接头的疲劳性能试验研究18．758图2-3对接接头(C型)试件的几何形状的尺寸Fig．2-3Geometricalcharacteristicofweldedjointsc一12140么ki12l㈣f．图2—4丁字接头(D型)试件的几何形状的尺寸Fig．2_4GeometricalcharacteristicofweldedjointsD11 第二章铝合金焊接接头的疲劳性能试验研究各试件采用SW-300交直流电焊机进行钨极惰性气体保护焊(TIG)焊接。对接接头C型开45。X坡口，坡口打磨、去氧化皮，其余接头不开坡口。为了防止错位，焊接前先进行定位焊，校直纠偏后再进行焊接。施焊第一道，先熔入少量焊丝进行预熔，然后适当减弱电流强度焊第二道。焊丝牌号为HS3111，直径3．2mm。焊后各试件没有明显的焊接变形。试件的接头型式及焊接工艺见表2．3。表2-3各组试件采用的接头型式及焊接工艺Table2-3Jointtypeandweldingprocedureuse1A160--170110～13018—202B170～180120-】2519~203C160--180110～12519-204D。140～170120～13018～205D，145～180114～12018以02．2．2局部几何尺寸的测量对焊后四种接头试件的局部几何尺寸进行测量，所测量的几何尺寸包括：焊脚宽度、焊脚高度、焊趾角度和焊趾半径等参数。此数据的测量为第三章和第四章的有限元计算建模提供依据。2⋯221带纵向立板角焊缝接头(^型)试件几何尺寸的测量对图2．5所示各几何参量进行测量，每个试件上下有两道环形的焊缝，分别测量上下截面焊道，每道焊缝测8个焊脚宽度数据，共有8个试件，共测量图2-5带纵向立板角焊缝接头(A型)试件几何参数示意图Fig．2-5ThediagramofthegeometryforweldedjointsA 第二章铝合金焊接接头的疲劳性能试验研究8×2X8=128个焊脚宽度(B)。由于焊接质量较好，焊件的焊脚高度(H)均匀一致，所以只对焊缝两端的焊脚高度进行测量，共测得2×2×8=32个数据，结果见表2-4和表2．5。从表2-4、2-5最后一行可以看出，各个试件的B平均值范围为9．02mm～lO．88mm，H的平均值范围为8．74mm～10-3lmm。表2-4带纵向立板角焊缝接头(A型)试件焊脚宽度(B)的测量结果Table2-4MeasuringresultsofweldwidthsforjointsA编号1234567B．11．8412．4410．7611．9612．0813．212．5812．18B210．4610．2212．6410．3812．7611．9l1．3811．12B，8．6810．4411．7812．8411．027．759．689．62B48．868．08lO．848．889．268．3810．328．84B511．547．949．1810．3610．546．6810．949．36B6lO．949．348．588．749．687．6010．828．94B710．149．189．467．048．767．709．848．38B811．1812．6410．1410．7810．468．1011．249，42B911．1210．5812．3811．8410，649．4612．5210．58BIo9．7610．5811,9210．8611．3210．6811．1410．14BII8．189．2211．4610．5611．049．869．688．96B1210．328．729．308．5410．689．789．568．34B1312．887．3811．1211．4810．2611．8211．267．34B149．249．8810．6611．0612．148．129．567．28B159．128，2211．589．969．647．8010．467．78BJ69．5810．08】1349．889．867．3611．138．92均值10．249．0210．8810．3210．639．1410．769．20表2-5带纵向立板角焊缝接头(A型)试件焊脚高度(H)的测量结果—：：—=_—————·———：!!!!巳芝竺譬竺竺!!{!竺!坚21罡!翌!!!g鎏＆：!!!!堡垒编号l2345678H210．788．1811．069．8810．1610．289．169．46H39．689．5611．1610．348．469．428．626．86H48．529．868，549．6410．649．2210．588．74均值10．039．5110．319．989，749．829．718．74 第二章铝合金焊接接头的疲劳性能试验研究焊趾半径(p)和焊趾角度(0)采用硅橡胶复形的方法口91进行测量，具体方法如下：先沿焊缝涂上事先配制好的硅橡胶，待24小时固化后取下。将取下的硅橡胶沿垂直于焊缝的方向进行切片，每个焊缝取10个切片，然后用工具显微镜(50×)测量切片上各点的坐标，每个切片测10个点。最后把这些数据输入MATLAB程序(见附录I)中分别计算出p和0的值。各试件p和0的计算值见表2-6，表2-7。图2-6(a)、(b)分别为p和e的计算值按其出现频次的直方图。从图中可以看出，约92％的p值在0．8nma～2．5mm之间，约96％的0值在20。～35。之间。Rdi惦dtoed州d舯忡西toed恻d甜如∞e(a)(b)图2-6带纵向立板角焊缝接头(A型)试件焊趾半径和焊趾角度出现频次分布图Fig．2-6ScatterdiagramoffrequenciesofoccurrenceforweldedjointsA表2-6带纵向立板角焊缝接头(A型)试件焊趾半径(p)的测量结果Table2-6MeasuringresultsoftheradiusatweldtoeforjointsAp．2．250．881．523．202．481．340．851．48P，0．371．491．401．92I．232．870．910．87p，0．871．251．411．98O．942．182．84p．1．502．001．550．960，891．571．651．69p。1．361．701．942．900．862．052．431．54p62．471．721．470|871471．801．790．84均值1．471．511．531．971．491．761．641．544一。厶一a。亡罢；80Io蚺∞l。c∞3口巴_l一享一8c芒：80芎∞DI。umnb巴也 第二章铝台金焊接接头的疲劳性能试验研究表2—7带纵向立板角焊缝接头(A型)试件焊趾角度(e)的测量结果Table2-7MeasuringresultsoftheangleatweldtoeforjointsA2．2．2．2非承载角焊缝十字接头(B型)试件几何尺寸的测量对图2。7所示各几何参量进行测量，每个试件上下各有两道直焊缝，分别测量上下截面焊道，由于焊接质量较好，焊件的焊脚宽度(B)和焊脚高度(H)都比较均匀一致，所以只对焊缝两端的焊脚宽度和焊脚高度进行测量，每道焊缝测2个焊脚宽度数据，共有8个试件，共测量2×2×8----32个焊脚宽度(B)。同样，焊脚高度的数据也为32个，结果见表2．8和表2-9。从表2．8、2-9最后一行可以看出，各个试件的B平均值范围为8．09Intrl～10．15mm，H的平均值范围为8．23mm～11．06mm。I图2-7非承载角焊缝十字接头(B型)试件几何参数示意图Fig．2-7ThediagramofthegeometryforweldedjointsB焊趾半径(p)和焊趾角度(0)采用硅橡胶复形的方法进行测量，具体方法见2．2．2．1。各试件p和0的计算值见表2一lO，2．11。图2-8(a)、(b)分别为P和0的计算值按其出现频次的直方图。从图中可以看出，约96％的p值在0．5mm-2．5mm之间，约75％的e值在10。-20。之间。 第二章铝合金焊接接头的疲劳性能试验研究—————————————————————————————————__-_______—____——_—-——__——————————_—————————一。。一一表2-8非承载角焊缝十字接头(B型)试件的焊脚宽度(B)测量结果Table2-8MeasuringresultsofweldwidthsforjointsBB2B3B4B5B6B，B|均值8．4810．268．009．968．24B．967．968．678．289．688．467．469．068．887．688．519．687．1410．4210．128．148．088．929．207．327．207．6010．968．747．408．008．098．808．5410．1410．2010．3810．249．829．8311．7010．1011．0011．208．4410．0410．4410．158．428．048．748．928．849．529．608．899．2210．2410．6011．2410．249．688．389．81表2-9非承载角焊缝十字接头(B型)试件焊脚高度(H)的测量结果旦!!!!：!竺!竺!垒竖竺!!堡!!∑!!!!!堡!堡垫!i!!竺!!里编号12345678表2-10非承载角焊缝十字接头(B型)试件焊趾半径(p)的测量结果Table2-10MeasuringresultsoftheradiusatweldtoeforjointsB6 箜三童塑鱼垒壁堇堡兰墼壅蒸丝丝堕矍堕塑表2-11非承载角焊缝十字接头(B型)试件焊趾角度(o)的测量结果!!!!!!：!!翌!兰：：!!§墨!!坚!!虫!竺§!!竺竺!!!!!!!：j!!!堡曼编号1234567——旦n51D1．52D”30[qSdl．5dt。edvdd加1015∞置∞笛40墨h"19leoftoeof",Aeld6／degme图2-8非承载角焊缝十字接头(B型)试件焊趾半径和焊趾角度出现频次分布图Fig．2—8ScaaerdiagramoffrequenciesofoccurrenceforweldedjointsB2．2．2．3对接接头(C型)试件几何尺寸的测量对图2-9所示各几何参量进行测量，每个试件上下各有两道直焊缝，分别21．O)其中仃。为光滑试件疲劳强度，盯。～为以名义应力幅值表示的缺12试件疲劳强度，K．为应力集中系数。同种材料试件的世，与相对缺口曲率半径、绝对缺口曲率半径、载荷类型、材料有关。K，来自于量，并且以微观结构约束效应为基础。微观结构约束效应认为缺口尖端的线弹性偏差引起缺口应力减小，裂纹起裂由有限微观结构长度内平均的缺口应力(或应变)控制。 第三章应力平均法评定铝合金焊接接头的疲劳性能3．2．2应力平均法在缺口顶端附近，因应力很高，应力梯度很大，实际上存在着这样一个很小的区域，在此区域内材料内部存在的晶粒取向不同等微观各向异性不再可以忽略，根据忽略材料微观各向异性的弹性理论求得的弹性应力高于此区域的真实应力。这相当于材料的微观结构限制、约束了弹性应力，故称之为微观结构约束效应或弹性约束效应，而这个很小区域的平均直径则为等效微观结构长度口‘143】。应力平均法以微观结构约束效应为基础HJ，此方法认为，裂纹起始取决于最大缺口应力点周围小范围的平均缺口应力。相关的材料参数是等效微观结构长度∥。弹性缺口应力沿此长度在垂直于缺口顶端的平面内平均。X图3-l尖锐缺口(T"-径为．p)处的实际缺口应力和将o。在等效微观结构长度p馘虚拟尖锐缺口p，上平均的等效疲劳缺口应力五Fig．1．Originalnotchstress0katasharpnotch(radiusp)andfatigue-effectivenotchstress砚afteraveraging0koverthesubstitutemicro-structurallengthphalternatively，forthefictitiouslyroundedsharpnotch(radiusp，)． 第三章应力平均法评定铝合金焊接接头的疲劳性能为了简化数值分析，Neuber设计了一种方法，此法认为平均后的最大缺口应力孑I。。直接出具有虚拟增大缺口半径的缺口决定(这样避免了平均过程)。它与名义应力决定疲劳缺口系数(图3-1)是，=逸(3—2)。仃月咖计算最大缺口应力瓦。、时所取虚拟缺口曲率半径p，为：p，=P+sp‘(3—3)其中P为实际缺口曲率半径，S为微观结构约束系数，取决于缺口应力状态的多向性和所使用的强度标准，P‘为等效微观结构长度。钢结构焊接接头的疲劳极限由零缺口半径p=0、等效微观结构长度口’：0．4mm、平面应力状态下j=2．5和yonMises屈服准则决定f21,451。这就形成了以虚拟缺口曲率半径p，=1mm来进行疲劳缺口系数分析，此法已收录于IIW设计规科171。对铝合金进行数值分析时应取P‘“o．15raml“1，由(3．3)式算得P，≈0．4ram。3．3应力平均法评定铝合金焊接接头3．3．I有限元模型的建立采用有限元计算各个焊接接头的应力场，建立模型时，根据Neuber的建议采用平面横截面模型，用此模型计算的结果经变换之后可以近似反映实际的三维情形【捌。焊接接头尺寸以第二章2．2．2．4中所述焊缝尺寸的测量结果为依据，焊趾半径取以应力平均法算得的O．4mm。由于是在一条长焊缝上取一个单位厚度的接头来研究，故采用平面应变条件【46】。采用8节点等参单元划分网格，A型接头的单元总数为3933，节点总数为12399，最小单元尺寸为0．0995mm；B型接头的单元总数为1478，节点总数为4860，最小单元尺寸为0．012mm；C型接头的单元总数为3683，节点总数为11356，最小单元尺寸为O．01mm；Dl型接头的单元总数为2941。节点总数为9924，最小单元尺寸为O．109mm：D2型接头的单元总数为2781，节点总数为11120，最小单元尺寸为0．114mm；在弹性状态下进行计算，材料的弹性模量E=71000MPa，泊松比v=O．33。图3-2、 第三章应力平均法评定铝合金焊接接头的疲劳性能图3．3、图3-4、图3．5、分别为四种接头试件的局部有限元网格分布图。图3-2A型接头的局部有限元网格圈Fig．3-2LocalfiniteelementmeshofweldedjointsA图3-3B型接头的局部有限元网格图Fig．3-3LocalfiniteelementmeshofweldedjointsB 第三章应力平均法评定铝合金焊接接头的疲劳性能图3．4C型接头的局部有限元网格图Fig．3-4LocalfiniteelementmeshofweldedjointsC幽3．5D型接头的局部有限元网格图Fig．3-5LocalfiniteelementmeshofweldedjointsD3．3．2应力的计算给每个模裂施加试验所加的名义应力幅值At7，计算焊趾应力集中处的局部应力场，再采用vonMises屈服准则计算出模型的局部等效应力场，局部等效应力场中的最大应力即为最大缺口应力孑。一。图3．6、图3．7、图3_8、图3-9分别为四种接头试件的局部等效应力分布图。再采用3．2．2．1的方法建立各个试件的有限元模型，焊接接头尺寸以第二章2．2．2．4中所述焊缝尺寸的测量结果为依据，焊脚宽度、高度和焊趾半径均取实测数据，给每个模型施加试验所加的名义应力幅值Aty，计算焊趾应力集中处的局部应力场，再采用vonMises屈服准 第三章廊力平均法评定铝合金焊接接头的疲劳性能图3-6A型接头的局部等效庵力分布图Fig．3-6LocaleffectivestressdistributionofweldedA图3．7B型接头的局部等效应力分布图Fig．3-7LocaleffectivestressdistributionofweldedB 第三章应力平均法评定铝合金焊接接头的疲劳性能圈3．8C型接头的局部等效应力分布图Fig．3-8LocaleffectiveStressdistributionofweldedC图3-9D型接头的局部等效应力分布图Fig．3-9LocaleffectivestressdistributionofweldedD则计算出模型的局部等效应力场，此局部等效应力场中的最大应力即为最大实际应力值，用Atr’表示。表3．1给出了各试件的最大实际应力值。 第三章应力平均法评定铝合金焊接接头的疲劳性能表3-1最大实际应力nlble3一lMa)【imumactualstress接头应力范围循环次数实际应力型式No．Ao-／MPaⅣ×106／cyclesAct’／MPa1605．26136．1472651．93124．9753702．804132416A4751．045156．8445800．712161．0386900．326171．35371000．149186．9774 塑三主窒垄兰塑鲨塑窒塑鱼全生堡壁兰塑壅蒸堡堂3．3．3绘制洲曲线根据计算出的最大缺口应力值瓦。。著结合第二章表2-17疲劳试验结果中育皿=与m2理-ResultsofweldediointsA——S-^『curveofweIdediointsA!ResultsofweldedjointsBS-^JcLirveofweldediointsB二X!I『二ResultsofweldediointsC—p～一ISNcurveofweldediointsC}—十＼|『11卜＼z．，，：jJ＼"----E．‘’_、h●‘一，●●●，一1矿104107NumberofcyclestofailureNf(cycles)图3-10A、B、C型接头应力平均法评定结果．9-Ⅳ曲线Fig．3-10S-NcurveofstressaveragingapproachforweldedjointsA、BandC亩也邑窘∞罟歪芑邑苏∑划。Testresultsofweldedjointsa倍＼S-NcurveofweldedjointsDlj、＼————。TestresultsofweldedjointsD2＼。。‘。。。S-NcurveofweldedjointsD2——_L＼=＼-＼旷1矿1旷NumberofcyclestofailureM(cycles)图3-l1D型接头应力平均法评定结果盛Ⅳ曲线Fig．3-11S-NcurveofstressaveragingapproachforweldedjointsD瑚啪蛳耋言蛳m哪瑚m㈣ 第三章应力平均法评定铝合金焊接接头的疲劳性能各试件的失效循环次数Ⅳ做出经应力平均法评定后的S-N曲线【47】(对应50％的存活率)，如图3—10、3．11所示，图3—10为A、B、c型接头的计算S-N曲线，图3．11为D型接头的计算S．Ⅳ曲线。由此图得到在2X106循环次数下局部特征疲劳强度，A型接头：石l。。=204．692MPa，B型接头：石l一2120．854MPa，c型接头：石I一=144．325MPa，Dj型接头：瓦。=260．112MPa，D2型接头：巩．。=157．221MPa。最大缺口应力值瓦。。及预测结果如表3—2所示。表3．2最大缺口应力值及预测结果Table3-2Maximumnotchstressandthepredictedresults 第三章应力平均法评定铝合金焊接接头的疲劳性能再根据计算出的最大实际应力值,do-’并结合第二章表2-17疲劳试验结果中各试件的失效循环次数Ⅳ做出四种接头最大实际应力的。洲曲线，如图3—12、图3．13所示。君正乏皂。罂巴墅苈·ActualresultofweldedjointsA——S二^，ofwelded‘ointsAoActuaIresultotweldedjointsB⋯s．NofweldedointsBAActUSlresuRotweldedjointsCS-NofweldedoirLtsC一f。·『—1}～-_-F’～!!——__—L——05T一"i07NumberofcyclestofailureN(cycles)图3一12A、B、C型接头实际应力S-N曲线Fig．3-l2＆_ⅣCUWeofactualstressforweldedjointsA、BandC。ActualresultofweldedjointsD．S-NofweldedjointsD1S之{‘ActualresultofweldedjointsD2卜⋯S-NofweldedjointsD2f。＼＼——j、、■＼又、．e、●、NumberofcyclestofailureNf(cycles)图3—13D型接头实际麻力量．Ⅳ曲线Fig．3—13S-NCurveofactuals廿essforweldedjointsD44柏如∞∞∞柏∞啪著|枷蕈耋珊啪一日△芝一，昌∞ac毋Jo∞∞。Jls 第三章应力平均法评定铝合金焊接接头的疲劳性能3．4分析讨论将表3．2与第二章的表2．25对比可以看出：应力平均法可以比较准确地预测3A21铝合金试件的断裂位置，合理地估算试样的疲劳寿命。从表3．1、表3．2中可以看出，除C型接头的2号试件以外，其余试件的计算结果均比实际最大应力值大。这说明用SAA法评定的结果是偏于安全的，基本符合实际情况。由“局部法”的基本原理可知，“局部法”采用应力集中区域应力场的“局部参量”作为疲劳断裂的控制参量，将不同应力集中焊接构件的疲劳性能与光滑试件的疲劳性能联系起来，建立具有普遍适用性的“局部参量”与循环次数Ⅳ表示的＆Ⅳ曲线。“局部法”包括了焊接接头局部焊缝细节等因素的影响，从而消除名义应力法对接头型式和载荷类型的依赖性，简化了疲劳评定过程136。。从图3．10、图3．11可看出，用应力平均法评定后B型和c型接头的gⅣ曲线比较接近，分散带较小。同样，D型接头的尽Ⅳ曲线比较接近，分散带较小。说明应力平均法可以比较准确地对3A21铝合金焊接接头进行疲劳评定，最大缺口应力值舀_。参量为具有～定普遍意义的疲劳控制参量，由瓦。。表示的焊接接头疲劳强度对接头型式的依赖性较小。A型接头与B、C型接头的矗Ⅳ曲线距离较远，数据比较分散，并且与图3．10不同的是图3．12中C型接头和A型接头的＆Ⅳ曲线接近，与B型接头相距较远。这说明在本次研究范围内，应力平均法具有一定的局限性，它没有将四种接头型式的疲劳强度完全统一起来。这可能是因为用有限元建立模型时，焊趾曲率半径取P，=O．4ram。这样处理是根据Neuber的建议，把焊趾处视为尖锐缺口，即p=O，令P’“O．15mm，再把它代入(3-3)式得到的，而实际试件存在较大的焊趾半径，为O．42mm～1．97mm。因此，计算出的焊趾处局部最大应力值比实际应力值大很多。这说明对本次研究的3A21铝合金焊接接头，Neuber建议的把焊趾半径取为零，令p’“0．15ram在工程上有一定的适用性，在理论上有一定的偏差。实际试件的焊趾半径一般不为零，有一定的数值。因此，对3A21铝合金焊接接头而言，此法有待于进一步研究。焊趾半径对接头疲劳强度有重要影响[33】。一般情况下，焊趾半径越大，应力集中区的最大应力越小，疲劳强度越大。从两表可看出，大部分试件都符合这一规律，而C型接头的2号件试件却与此相反，它的实际焊趾半径为O．49mm，实际最大应力为126．705MPa，评定时焊趾半径为0．40mm，计算应力为 蔓三兰窒垄!塑鲨堡塞塑全全塑些壁差笪鎏蔓丝堂124．925MPa。表3-3为采用(3．1)式算出的不同接头型式的疲劳缺13系数Kj，表3．4为不同接头型式的应力集中系数局，它是由最大实际应力值与名义应力值相比得到的。表3-3不同接头型式的疲劳缺I：1系数厨Table3-3FatiguenotchfactorsofdifferentJointgeometries表3-4不同接头型式的应力集中系数五Table3-4StressconcentrationfactorsofdifferentJointgeometries从两表中可看出，疲劳缺口系数K，与应力集中系数岛不同，这说明缺口的疲劳行为不能单独地由局部最大应力来定义，它还与缺口的几何尺寸和局部应力的分配有关。因此，一般来说，Kr与墨不同，特别是对尖锐缺口和低强度材料的缺口而言a另外，各试件的世，值都比丘值大，更加直观地说明对铝合金焊接接头来说，Neuber建议的焊趾半径偏小，导致焊趾处产生了更大的应力 第三章应力平均法评定铝合金焊接接头的疲劳性能集中。3．5本章小结1．用应力平均法评定铝含金时，根据Neuber的建议采用平面横截面有限元模型，焊脚宽度和高度取实测数据，焊趾半径取以应力平均法算得的O．4mm。以平面应变为边界条件计算出焊趾处的局部最大应力值瓦⋯，并绘制出以云-。。表示的S-N曲线图。由此图得到在2×106循环次数下局部特征疲劳强度，A型接头：瓦。。=204。692MPa，B型接头：石‰。=120．854MPa，C型接头：酢。。=144．325MPa，DI型接头：瓦。。=260．112MPa，D2型接头：瓦。。=157．221MPa。疲劳缺口系数的平均值：A型接头：足，=2．95，B型接头：K，=3．00，C型接头：足，=2．41，D1型接头：K，=18．01，D2型接头；K，=14．39。2．将评定结果与试验结果相对比，发现应力平均法所预测的焊趾断裂位置基本符合实际情况。各试件的计算结果均比实际应力值大，这说明用SAA法评定的结果是偏于安全的。由评定结果孓Ⅳ曲线可知，应力平均法的最大缺口应力值民。。参量是具有一定普遍意义的疲劳控制参量，由右_。，表示的焊接接头疲劳强度对接头型式的依赖性较小。但在本次研究范围内，应力平均法具有一定的局限性，它没有将四种接头型式的疲劳强度完全统一起来。这说明Neuber建议的把焊趾半径取为零，令P，“0．4ram与实际情况有一定的偏差，实际试件的焊趾半径一般不为零，有～定的数值，此法适用于工程方面。对3A21铝合金焊接接头而言，此法有待于进～步研究。3．计算出了各试件的疲劳缺口系数K，，并将其与试件的应力集中系数岸．对比，发现疲劳缺口系数趸，与应力集中系数五不同，这说明缺口的疲劳行为不能单独地由局部最大应力来定义，它还与缺口的几何尺寸和局部应力的分配有关。因此，一般来说，K，与墨不同，特别是对尖锐缺口和低强度材料的缺口而言。另外，各试件的K，值都比竭值大，更加直观地说明对铝合金焊接接头来说，Neuber建议的焊趾半径偏小，导致焊趾处产生了更大的应力集中。 第四章临界距离法评定铝台金焊接接头的疲劳性能第四章临界距离法评定铝合金焊接接头的疲劳性能4．1引言含缺口构件的疲劳强度不仅取决于缺口局部最大应力(热点应力1，而且还与围绕最大应力某一距离内的整体应力水平(即局部应力梯度)有关【4引，这种距离称为“临界距离”或疲劳“过程区”，假设在围绕“热点应力”一定临界距离或体积内的平均应力水平是控制疲劳行为的有效局部参量，当这种平均应力达到临界值时则发生疲劳失效，一般为简化计算过程，通常采用距离热点应力给定“临界距离”处的应力，或给定临界距离处一定范围内的平均应力值表示局部参量，这就是近年来应用于焊接接头疲劳评定的一种新方法～“临界距离法”(CriticalDistanc是Method，简称CDM)[41,50,511。按计算局部应力的方法不同，CDM具体包括点(PointMemod--PM)、线(LineMethod—LM)和面(AreaMethod—_AM)法。最近Taylor【4J】将其推广应用于焊接接头，研究表明对T型角焊缝、对接接头等，PM、LM、AM法都能给出合理的疲劳强度预测结果，但在分析中采用了给定应力循环比的消除焊接残余应力的试验结果。与线方法和面方法相比，临界点法能更加准确地预测构件的疲劳强度，而且易于使用【271。因此，本文将采用临界点法对3A21铝合金焊接接头进行疲劳评定。由于时间有限。作者选择了具有代表性的两种接头型式：C型一对接接头和D2型一薄立板丁字接头进行分析，并讨论了有限元网格尺寸和接头型式对计算结果的影响。4．2理论基础如图4-1所示，临界距离ao参数是应用CDM法的关键，PM、LM、AM就是分别用距离缺口尖端a以处最大主应力al、o-之a0线段上或ao为半径半圆区域中ol的平均值作为疲劳控制参量⋯。ao的含义表示缺121尖端疲劳“过程区”的大小陋”，相当于疲劳短裂纹与宏观裂纹的分界值，当实际裂纹aao时为宏观裂纹，其疲劳行为可用Paris裂纹扩展公式描述。Taylort411建议用公式： 第四章l临界距离法评定铝合金焊接接头的疲劳性能Stresspoint图4-1缺口尖端点、线和面的定义Fig．4—1Notchandcrackshowingdefinitionofpoint，lineandarea从。=鼢％k(D+％)】l／2和“m=△crokoT门(4．1)(4—2)结合计算ao参数，其中△cro为光滑试件的疲劳强度，可用打磨过的对接焊缝接头测试：疲劳门槛值AK。可由带缺口深度为D的同样对接焊缝试件的疲劳强度Ao"o。估计得出。可以采用断裂力学方法测试，但一般对焊接接头测试其裂纹起始点附近的材料性能比较困难。本文将要使用的临界距离法与Neuber等人应用于焊缝的“虚拟曲率半径”有关，他们假设所有的焊缝都有大小为P，的焊趾半径，这些虚拟的曲率半径也可以应用于其他缺口包括未焊透的狭槽。此方法最初由Neuber提出来补充他的“微观约束效应”概念，P,adaj发现钢焊缝的P，值为lmm。从Smith．Miller法可以看出，P，与a0有～定的关系，它等于钝形缺口和焊缝缺口之间过渡缺口的焊根半径。这种过渡缺口的公式可由早期的论文获得，其结果是：Ⅳ一、．hD／口o=it2,／o／p，+I)／F[(4-3)对大部分焊缝形状来说，长而尖锐的表面缺口是合理的模型。在此情况下公式 第四章临界距离法评定铝合金焊接接头的疲劳性能被简化成：ao=PjF2／4=o．31p，(4-4)其中F为材料常数，P。为虚拟曲率半径H”。根据Neuber的建议，铝合金焊接接头的户，取0．4mm。根据(4-4)可计算出铝合金焊接接头的％=0．124mm，临界点法取r=ao／2=0．062ram处最大主应力△盯Ⅲ=△吼。CDM的疲劳极限准则可表述为：当局部应力范围△仃m。≤Atr。时，认为试件在2X106循环次数下没有发生疲劳断裂；当Atr。。>△cro时，则认为试件在2×106次循环下将发生疲劳断裂。4．3临界距离法评定铝合金焊接接头4．3。1有限元模型的建立依据实测尺寸对试件建立二维弹性平面应变有限元模型，焊趾半径同样取实测值。采用8节点等参单元划分网格。图4-2是C型接头和D2型接头试件的有限元网格图，其中(a)是C型接头试件l的焊缝局部区域网格放大图，单元总数为15998，节点总数为18189，最小单元尺寸为O．039mm；(b)是D2型接头试件5的焊缝局部区域网格放大图，单元总数为10926，节点总数为12522，最小单元尺寸为O．033mm。在弹性状态下进行计算，材料的弹性模量E=71000Mpa，泊松比V=0．33。(a>C型接头局部放大网格图(b)D2型接头局部放大网格图图4-2C型和D2型接头的局部网格囤Fig．4-2FiniteelementmeshofweldedjointsCandD2 第四章临界距离法评定铝合金焊接接头的疲劳性能4．3．2应力的计算给每个模型施加试验所加的名义应力幅值△盯，计算焊趾应力集中处的局部应力场，图4-3是C型接头和D2型接头的最大主应力分布情况，其中(a)是C型接头试件1焊趾处最大主应力的局部放大图，(b)是D2型接头试件5焊趾处最大主应力的局部放大图。从图中可以看出焊趾处应力集中最大。(a)C型接头最大主应力局部放大图(b)D2型接头最大士应力局部放大圈图4-3C型接头和D2型接头的最大主应力分布图Fig．4-3Max．stressdistributionofweldedCandD2(a)C型接头(b)D2型接头图4-4C型和D2型接头垂直于最大主应力方向的路径Fig．414Pathperpendiculartothedirectionwithlocalm“．stressofweldedCandD2 第四章临界距离法评定铝合金焊接接头的疲劳性能从“最大应力”点出发，沿着垂直于局部最大主应力方向定义一条路径r，如图4-4所示，(a)、(b)分别对应于C、D2型接头。确定最大主应力ol沿坐标轴r的分布函数，即a1．r曲线，如图4—5所示，(a)是C型接头试件l沿坐标r的最大主应力分布，(b)是D2型接头试件5沿坐标r的最大主应力分布，图中实线为临界距离ao，虚线为lI缶界距离rc。re点所对应的屉大主应力即为△d。。(a)C型接头沿坐标r的最大主应力分布喜专i詈篆善∞n5’D1^20253D354C,45∞曲60e5口出阳e量cmⅡ胃ntKshe嚣d醣(1，m寸(b)D2型接头沿坐标r的虽大主应力分布图4-5C型和D2型接头沿坐标r的最大主应力分布Fig4-5DistributionofmaximumprincipalstressalongrdirectionforweldedCandD24．3．3绘制s州曲线由临界距离处最大主应力值△仃。并结合第二章表2-17疲劳试验结果中各试件的失效循环次数Ⅳ做出经临界点法评定后的＆_v曲线(对应50％的存活率)，如图4-6所示。由此图得到在2×106循环次数下的疲劳强度，C型接头：AcreM。97．33MPa，D2型接头：△dⅢ=86．69MPa。最大主应力值△dⅢ及预测结果如表4-I所示。4．4分析讨论由表4-l并结合第二章的表2—25可以看出，由式(4—4)得到的临界距离能够对3A21铝合盒的C型接头和D2型接头的疲劳寿命做出合理的估算，并能准确预测疲劳断裂位置。将本章的图4-6与第二章的图2．15和图2．17进行比较。 第四章临界距离法评定铝合金焊接接头的疲劳性能·ResultsofweldedjointsC～S-～(3LIPJ目ofweldedIointsC、{I·Resultsofweldedjoi’nts02jd1S-NcurveofweldedjointsD2—1、t、【i卜l>、／．陬、●、《×、、‘NumberofcyclestofailureNt{cycles)图4-6C型和踢型接头临界距离法评定结果＆Ⅳ曲线Fig．4-6S-Ncur,"eofcriticeJdistancemethodsforweldedCandD2表4-1PM断裂位置预测结果Table4-1PMPredictingresuItsoffracturesite接头循环次数局部参量预测断裂位置型式No．NX106／cyclesAopM．／MPa3．0432．1811，4790．988O．6510．33858．5080．90120．26146，72174．82225．25未断焊趾可以看出，对C型和D2型接头，采用名义应力幅值△硪示的＆Ⅳ曲线(对应50％的存活率)具有明显的分散性，而用最大主应力幅值△盯。表示的口Ⅳ曲线相距较近，分散性较小，而且两种接头型式在2×106循环次数下的疲劳强度接近，这说明点方法的局部应力△盯。参量为具有一定普遍意义的疲劳控制参量，可以埘渤啪娜垂暑瑚仰∞一m山至飞茸∞6u∞．I芑嚣巴豸 第四章临界距离法评定铝台金焊接接头的疲劳性能将上述两种接头型式的．孓Ⅳ曲线统一起来；即由△盯。表示的焊接接头疲劳强度与接头型式和加载类型无关。因此，用于临界距离法评定的局部参量是一个具有普遍意义的疲劳控制参量，它与接头型式和焊缝的几何尺寸的依赖性不大。这将为简化焊接接头疲劳评定规范提供重要依据。但两条．孓Ⅳ曲线的斜率相差较大，这与理论中的“局部法”评定结果有一定的差距。这说明在本次研究范围内，对3A2l铝合金焊接接头，临界距离法有一定的局限性，需要迸一步研究讨论。4．5影响因素的讨论4．5．1有限元网格尺寸对计算结果的影响CDM局部应力主要采用有限元方法确定，其单元尺寸的选取适当与否势必会影响其晟终计算结果，因此必须考虑有限元网格对评定结果的影响。图4．7为C型接头1号试件在不同最小单元下的仃1．r曲线，图4．8为D2型接头5号试件在不同最小单元下的仃1．r曲线。由两图可以看出：在比较短的距离内，不同最小单元下的a1．r曲线有一定的差别，在较长的距离内两条曲线基本重合。这说明对给定的焊趾半径，在短距离内有限元网格对局部应力影响较大，在较长距离内有限元网格对局部应力几乎没有影响。因此，临界点法对有限元网格密度有一定依赖性。Distancefromthemax。stresssite《Ⅳmm)图4-7C型接头不同最小单元尺寸的Ⅱ1．r曲线Fig．4·7a1-rcLirvewithdifferentmin．elementsizeforweldedC一再也芝一，与m。c巴芑毋∞∞JI∞ 第四章临界距离法评定铝合金焊接接头的疲劳性能0510152025303．54045505606．57ODistancefromthemaxstresssite(r／mm)图4—8D2型接头不同最小单元尺寸的Ⅱ．Ir曲线Fig。4·8oI．rCUrvewithdifferentmin．elementsizeforweJdedD24．5．2焊接接头形式对计算结果的影响从图4-6中可以看出，C型接头璺Ⅳ曲线的斜率比D2型接头的大～些，表明在同样的循环次数下，D2型接头试件焊趾处产生的局部应力大于C型接头；在相同的应力作用下，c型接头试件的疲劳寿命高于D2型接头。即D2型接头比C型接头更易产生疲劳断裂。富凸-邑昌∞2巴芑坊量茄CtstancefromtherraKstresssite(1锕哪幽4-9C型和D2型接头的o，-r曲线Fig．4-9G]-rcurveforweldedjointsCandD 第四章临界距离法评定铝合金焊接接头的疲劳性能图4-9为C型和D2型接头在相同最小单元下的6l-r曲线，由图可知，对于D2型接头试件，r≤1．5mm时其应力梯度变化较大，r>】．5mm时其应力梯度变化较小。而C型接头试件与此不同，r≤O．975mm耐其应力梯度变化较大，r>O．875mm时其应力梯度基本上保持不变。此现象说明D2型接头对局部应力影响较大，c型接头对局部应力影响较小4．6应力平均法和临界点法评定结果的比较应力平均法和临界点法都属于“局部法”中的缺口应力法，这两种方法的基本原理相同，具体评定方式不同。应力平均法提出了等效微观结构长度P+，认为平均后的最大缺口应力aI⋯直接由具有虚拟增大缺口半径的缺口决定(这样避免了平均过程)；而临界点法认为距离缺口一定距离的某点应力值是控制疲劳行为的有效局部参量。从评定过程来看，与应力平均法相比，临界点法更加简单、方便，更容易为使用者所掌握。将应力平均法的评定结果与临界点法的评定结果相比较可看出，对本文所研究的3A21铝合金焊接接头而言，虽然两种方法都有一定的局限性，但临界点法比应力平均法更能准确地评定接头的疲劳性能，它可以把C型和D2型两种接头型式的S-N曲线统一起来，即由△盯。表示的焊接接头疲劳强度与接头型式和加载类型无关；应力平均法只把B型和C型接头的量Ⅳ曲线基本统一起来，用同一参量表示它们的疲劳强度，而其他两种接头形式的．孓-Ⅳ曲线距离它们较远。无法把它们统一起来。4．7本章小结1．采用临界距离法中的点方法对3A21铝合金的两种接头：对接接头(c型)和薄立板丁字接头(D2型)的疲劳寿命进行评定。建立模型时，依据实测数据对试件建立二维弹性平面应变有限元模型，焊脚高度、宽度和半径均取实测值。评定结果为，在2x106循环次数下，C型接头：△盯。，----97．33MPa，D2型接头：△盯。=86．69MPa。与试验结果相比较可看出，点方法能够对两种接头型式的疲劳寿命做出合理的估算，并能准确预测疲劳断裂位置。2。将评定结果的S-N曲线相比较，可看出两条曲线相距较近，在2X106循环次数下，两种接头的疲劳强度也相差不多，这说明点方法的局部应力Ao"p。x参量为具有一定普遍意义的疲劳控制参量，可以将上述两种接头型式的璺Ⅳ曲线 第四章I临界距离法评定铝合金焊接接头的疲劳性能统一起来：即由△盯，。表示的焊接接头疲劳强度与接头型式和加载类型无关。因此，用于临界点方法评定的局部参量是一个具有普遍意义的疲劳控制参星，它与接头型式和焊缝的几何尺寸的依赖性不大。但两条s_Ⅳ曲线的斜率相差较大，这说明在本次研究范围内，对3A21铝合金焊接接头，临界距离法有一定的局限性，需要进一步研究讨论。3．通过比较不同最小单元下的arr曲线，我们看出对给定的焊趾半径，在短距离内有限元网格对局部应力影响较大，在较长距离内有限元网格对局部应力几乎没有影响。因此，临界点法对有限元网格密度有一定依赖性。4．C型接头s．Ⅳ曲线的斜率比D2型接头的大一些，表明在相同的应力作用下，c型接头试件的疲劳寿命高于D2型接头，即D2型接头比c型接头更易产生疲劳断裂。在相同最小单元下，D2型接头试件在r方向上的应力梯度变化较大，而c型接头试件在r≤O．875rnm时应力梯度变化较大，r>0．875mm时应力梯度基本不变。说明D2型接头对局部应力影响较大，c型接头对局部应力影响较小。5．对本文所研究的3A21铝合金焊接接头而言，虽然两种方法都有一定的局限性，但临界点法比应力平均法更能准确地评定焊接接头的疲劳性能，而且更加简单、方便，更容易为使用者所掌握。 第五章结论铝合金焊接构件已广泛应用于工业生产和生活中。焊接接头的疲劳性能是影响焊接结构的重要特性，因此，对铝合金焊接接头疲劳强度的研究十分重要。名义应力法是目前各种疲劳设计规范中广泛使用的方法，但名义应力法有一定的局限性。“局部法”是近年来疲劳评定研究的重要方向，受到国际焊接学会(ItW)和工程界的普遍重视。本文主要采用“局部法”中的两种方法：应力平均法和临界距离法对3A21铝合金的四种焊接接头(A型一带纵向立板的角焊缝接头，B型一非承载角焊缝十字接头，C型一对接接头，D型一丁字接头。其中Dl为厚立板丁字接头，D2为薄立板丁字接头)的疲劳性能进行评定。得到有关结论如下：1．对焊接接头试样进行拉伸疲劳试验，应力比R=0．1。四种焊态接头在2x106循环次数下的疲劳强度为：对应于50％存活率，A型接头的疲劳强度Act。=68．99MPa，B型接头的疲劳强度Act。=39．99MPa，C型接头的疲劳强度△口。，=58．44MPa，DI型接头的疲劳强度Act。=14．39MPa，D2型接头的疲劳强度Airm=10．57MPal对应于95％存活率：A型接头的疲劳强度Act。=61．33MPa，B型接头的疲劳强度Acrk=26．78MPa，C型接头的疲劳强度Act,-----39．94MPa，D1型接头的疲劳强度Act,=11．78MPa，D2型接头的疲劳强度△盯。----7．91MPa。接头型式对采用名义应力幅值Act表示的疲劳强度有较大影响，焊趾是决定焊态接头疲劳性能的关键部位，应力集中区的最大应力存在于焊趾部位。2．采用应力平均法对试验制备的四种型式的接头进行疲劳评定。根据Neuber的建议采用平面横截面有限元模型，焊脚宽度和高度取实测数据，焊趾半径取以应力平均法算得的0．4ram。以平面应变为边界条件计算出焊趾处的局部最大应力值瓦。。，评定结果为：在2×100循环次数下，A型接头：五l。。=204．692MPa，B型接头：瓦。=120．854MPa，C型接头：石l。。=144．325MPa，Di型接头：瓦。=260．112MPa，D2型接头：瓦。。=157．221MPa。评定结果表明，所预测的焊趾断裂位置基本符合实际情况，应力平均法可以比较准确地对铝台金焊接接头进行疲劳评定。对本文所研究的3A21铝合金焊接接头而言，Neuber建议的把焊趾半径取为零，令 第五章结论P，*0．4ram与实际情况相差较大，导致大部分试件的计算结果均比实际最大应力值大。因此用SAA法评定的结果是偏于安全的，它适用于工程方面。此法需要进一步研究讨论。最后计算出了各试件的疲劳缺口系数足，，并将其与试件的应力集中系数足．对比。3．采用临界距离法中的点方法对两种接头—c型和D2型接头进行疲劳评定。对试件建立二维弹性平面应变有限元模型，焊脚高度、宽度和半径均取实测值。评定结果为，在2×106循环次数下，C型接头：△盯Ⅲ=97．33MPa，D2型接头：△叮。，----86．69MPa。与试验结果相比较可看出，点方法能够准确预测疲劳断裂位置。通过分析计算结果，我们发现点方法的局部应力△盯。参量为具有一定普遍意义的疲劳控制参量，可以将上述两种接头型式的．孓Ⅳ曲线统一起来，即由△盯。，表示的焊接接头疲劳强度与接头型式和加载类型无关。对3A21铝合金焊接接头，临界距离法有一定的局限性，需要进一步研究讨论。临界点法对有限元网格密度有～定依赖性，D2型接头比C型接头更易产生疲劳断裂。对本文所研究的3A21铝合金焊接接头而言，临界点法比应力平均法更能准确的评定焊接接头的疲劳性能，而且更加简单、方便，更容易为使用者所掌握。 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堕墨一———————————————-—————————————————————-———————————————一一附录ⅡN=[NjN2N3N4N5s=【AOlAo2△。3n=10；k=2．7；LN=loglO(N)；LS=loglO(S)；％lxx=LN*LN"-(sum(LN))“2／n；％lyy-2LS+LS"-(sum(LN))^2／n；％lxy=LN+LS"-(sum(LN)芦(sum(LS))／n；％b=lxy／lxx；％bo=mean(LS)-b+mean(LN)；m2mCm=CmN=2000000；％LCm=l0910(Cm)；s阿Cm／N)^(1／m)％⋯⋯⋯一⋯⋯⋯．LCi=m*LS+LN；LCm=mean(LCi)；％Cm=10^LCmstdv=nanstd(LCi)LCk=LCm-k*stdv；Ck=10“LCkN1=100000；N2=5000000；SI=(Ck／N1)“(1／m)S2一(Ck／N2)^(1／m)彤灯《Ck／N)“(1ira)0△0△0△．，o以△No9oN△№％№△6aN△ 致谢本文是在导师杨新岐教授的亲切关怀和悉心指导下完成的。在硕士论文课题的研究期间，导师从选题、指导本人进行课题研究、论文的撰写及生活等诸多方面都给予了极大的关心和支持。老师渊博的专业知识、敏锐的科研眼光、高深的学术造诣、。严谨的治学态度和高尚的师德风范使作者受益终身，毕生难忘。本论文的顺利完成还得到本课题组的霍立兴教授、张玉风教授、荆洪阳教授和王东坡副教授的诸多点拨和无私的帮助，在我遇到困难和挫折时给予我鼓励和支持。值此论文完成之际，谨向尊敬的师长们致以最诚挚的感谢和崇高的敬意!在试验及课题研究过程中，特别感谢许海生硕士、邓彩艳博士、金晓军博士对作者的帮助和指导。同时还要感谢孙栋高级工程师的热情帮助。感谢二十多年来悉心教育和培养我的父母以及默默关心和支持我的朋友们，你们给了我无尽的爱与关怀!你们的支持和帮助使我有信心走好人生的每一步。感谢一切关心支持我的老师、同学们!耿立艳2003牟12月亏天津大学'