DOI:10.19476/j.ysxb.1004.0609.2001.05.004
超声冲击法改善LF21铝合金焊接接头的疲劳性能
王东坡 霍立兴 张玉凤 陈俊梅 刘允辉
天津大学材料科学与工程学院
天津大学材料科学与工程学院 天津300072
摘 要：
利用自行研制的超声冲击实验装置 , 对提高LF2 1铝合金焊接接头的疲劳强度进行了研究 , 进行了TIG焊LF2 1铝合金非承载十字与T型接头的焊态及冲击处理态对比疲劳试验。结果表明 :使用TIG焊获得的LF2 1铝合金原始焊接接头的疲劳强度与其它焊接方法得到的同样接头的疲劳强度基本相当 , 试图采用更高强度级别的S N曲线对其进行设计时应持慎重态度。在应力比R =0 .5时 , 超声冲击处理使LF2 1铝合金非承载十字焊接接头 (拉伸载荷 ) 的疲劳强度提高了 2 6 %, 接头寿命延长了 2～ 4倍。在应力比R =0 .1时 , 超声冲击处理使T型接头 (三点弯曲载荷 ) 的疲劳强度提高了 37%, 接头寿命延长了 4～ 8倍。在应力比R =- 1时 , 超声冲击处理使T型接头 (三点弯曲载荷 ) 疲劳强度提高了 44 %, 接头寿命延长了 5～ 10倍
关键词：
铝合金 ;疲劳强度 ;焊接接头 ;超声冲击 ;
中图分类号： TG407
收稿日期： 2000-12-05
基金： 教育部博士点基金资助项目 ( 19990 0 5 6 0 5 );
Fatigue properties improvement of welded joints for LF21 aluminum alloy by ultrasonic peening method
Abstract：
The ultrasonic peening method was used to improve the fatigue strength of welded joints of aluminum. The S N curves and fatigue limits of TIG cruciform and T shape joints of LF21 aluminum were obtained at both as welded and peening conditions. The results show that it should be more careful to design according to high strength classic S N curves, for the tests reveal little difference of the fatigue strength between TIG and other welding methods as in the same form of welded joints. The fatigue strength of cruciform joints of LF21 by ultrasonic peening treatment have been increased by 26% (tension) under the stress ratio R =0.5 and the fatigue life is 2～4 times longer than that of the as welded ones. When the stress ratio R =0.1, the fatigue strength of T shape joints have been improved by 37% and fatigue life is 4～8 times longer. When R =-1, the fatigue strength of T shape joints have improved by 44% and fatigue life is 5～8 times longer.
Keyword：
aluminum alloy; fatigue strength; welded joints; ultrasonic peening;
Received： 2000-12-05
近年来铝合金焊接结构应用的范围越来越广, 其中一些是用来承受交变载荷的重要结构。 因此国内外对合金焊接结构及接头抗疲劳性能的研究工作十分重视, 但与对钢结构的疲劳问题所进行的研究相比仍存在诸多不足。 铝合金焊接接头的疲劳强度仅为钢制相同接头的三分之一左右, 与母材相比其比强度高的特性并不明显, 因此改善铝合金焊接接头疲劳性能的研究工作有重要的实用价值。 超声冲击法能够显著提高钢制焊接接头的疲劳强度已被有关试验所证实
[1 ,2 ,3 ,4 ]
, 但有关使用该方法改善铝合金焊接接头疲劳强度的工作进行得很少, 只有法国焊接研究所进行过少量研究
[3 ]
。 作者对国产LF21防锈铝合金TIG焊接非承载十字与T型接头的疲劳性能进行了试验, 分析了TIG铝合金焊接接头疲劳强度的特点, 并利用自行研制的HJ-I型超声冲击装置对LF21铝合金两种形式的接头进行了处理, 研究了超声冲击法对提高铝合金焊接接头疲劳性能的适用情况与处理效果, 为今后制定相应超声冲击处理铝合金焊接接头的疲劳设计规范及工程应用提供参考。
1 实验
1.1 试验材料、 接头形式与力学性能
试件的主板和联接板材料均为防锈铝合金LF21, 焊接材料采用同一材质的焊丝, 其力学性能见表1, 试件的几何形状与尺寸如图1~2所示。
两种接头形式:一种为非承载的T型接头形式 (图1) , 另一种为十字接头形式 (图2) 。
表1 LF21铝合金的力学性能
Table 1 Mechanical properties of LF21 aluminum alloy
Material
σ s /MPaσ b /MPaδ /%
LF21
159
367
21
图1 T型接头试件的几何形状与尺寸
Fig.1 Geometrical characteristics of T joints (unit: mm)
图2 十字接头试件的几何形状与尺寸
Fig.2 Geometrical characteristics of cruciform joints (unit: mm)
1.2 试件的制备过程
焊接试件在室内进行。 第一道不填加焊丝预熔一遍, 然后采用3.2 mm的铝合金焊丝再施焊一道。 焊接时试件位于水平位置, 由于试件较窄操作时基本没有出现熄弧问题, 具体的焊接工艺参数见表2。
表2 焊接工艺参数
Table 2 Welding process parameters
Kind of current
Diameter of
Welding
Welding
Direct current
3.2
145
13
Welding rate-1 )
Welding heat input-1 )
Shield gas
0.1
9.36
Ar
为了防止和减小焊接试件时出现角变形和错位, 先进行定位焊, 校直纠偏后再进行焊接, 此外将十字接头试件的圆弧过渡处全部打磨光滑, 防止从该处断裂。
1.3 疲劳试验
在100kN高频疲劳试验机上进行试验。 试验机静载精度满量程为±0.2%, 动载振幅波动度满量程为±2%。
施加载荷情况: 十字接头试件的载荷类型为拉伸载荷, 应力比R =0.5, 0; T型接头的载荷类型为三点弯曲载荷, 应力比R =0.1, -1。
1.4 超声冲击处理工艺
超声冲击枪对准试件焊趾部位, 基本垂直于焊缝, 将冲击针阵列 (含冲击针3根, 冲击针直径2.7 mm) 沿焊缝方向排列。 略施加一定的压力, 使冲击处理过程基本在执行机构 (冲击枪) 的自重 (3.5 kg) 条件下进行。
对十字接头与T型接头施以不同的处理规范: 激励电流均为0.6 A, 但对十字接头以0.6 m/min的速度来回冲击处理2次 (同处理低合金钢相同) ; T型接头以1.2 m/min的速度来回冲击处理3次。 冲击处理过程中冲击枪在垂直于焊缝的方向做一定角度的摆动, 以便使焊趾部位获得更好的过渡外形。
2 疲劳试验结果
非承载十字接头原始焊态试件及超声冲击处理试件在应力比R =0.5情况下的疲劳试验结果见表3, 原始焊态试件在应力比R =0情况下的疲劳试验结果见表4。 根据疲劳对比试验结果, 分别拟合出3种状态下存活率为50%的平均S-N曲线。 应力比R =0.5及R =0时, 原始焊态试件的S-N曲线见图3; 应力比R =0.5时, 超声冲击处理态试件与原始焊态试件的对比S-N曲线见图4。
表3 十字接头试验结果
Table 3 Test results of cruciform joint (R =0.5)
No.
Condition
Fatigue lifeN ) /Cycle
Fracture
Stress rangeσ ) /MPa
1
As welded
3.474×106
Fracturing in
29
2
As welded
2.466×106
Fracturing in
34
3
As welded
1.300×106
Fracturing in
38
4
As welded
0.383×106
Fracturing in
47
5
As welded
0.345×106
Fracturing in
54
6
Peening
0.483×106
Fracturing in
56
7
Peening
0.743×106
Fracturing in
52
8
Peening
0.816×106
Fracturing in
50
9
Peening
1.654×106
Fracturing in
44
10
Peening
2.896×106
Fracturing in
40
T型接头原始焊态试件及超声冲击处理试件在应力比R =0.1情况下的疲劳试验结果见表5, T型接头原始焊态试件及超声冲击处理试件在应力比R =-1情况下的疲劳试验结果见表6。
表4 十字接头原始焊态试验结果
Table 4 Test results of as welded cruciform joints (R =0)
No.
Fatigue lifeN ) /Cycle
Fracture position
Stress rangeσ ) /MPa
1
1.100×106
Fracturing in weld toe
50
2
6.920×106
Fracturing in weld toe
45
3
0.991×106
Fracturing in weld toe
60
4
0.821×106
Fracturing in weld toe
55
5
0.272×106
Fracturing in weld toe
70
图3 十字接头焊态S-N曲线对比
Fig.3 S-N curves of cruciform joints of as welded●—Test results (R =0) ;▲—Test results (R =0.5) ;1—Mean S-N curve of as welded (R =0) ;2—Mean S-N curve of as welded (R =0.5)
图4 十字接头焊态与冲击处理态S-N曲线对比
Fig.4 S-N curves of cruciform joints of as welded and peening treatment
对比疲劳试验结果 (表5, 6) , 分别拟合出焊态与冲击处理态存活率为50%的相应S-N曲线。 T型接头试件在应力比R =0.1情况下的S-N对比曲线见图5, 为了比较, 将应力比R =-1情况下的
表5 T型接头试验结果
Table 5 Test results of T-shape joints (R =0.1)
No.
Condition
Fatigue lifeN ) /Cycle
Fracture
Stress rangeσ ) /MPa
1
Peening
0.275×106
Fracturing in
112
2
Peening
0.679×106
Fracturing in
105
3
Peening
1.047×106
Fracturing in
100
4
Peening
1.453×106
Fracturing in
97
5
Peening
2.745×106
Fracturing in
93
6
As welded
0.60×106
Fracturing in
84
7
As welded
0.273×106
Fracturing in
122
8
As welded
1.80×106
Fracturing in
72
9
As welded
4.15×106
Fracturing in
63
10
As welded
0.910×106
Fracturing in
84
11
As welded
1.37×106
Fracturing in
76
表6 T型接头试验结果
Table 6 Test results of T-shape joints (R =-1)
No.
Condition
Fatigue lifeN ) /Cycle
Fracture
Stress rangeσ ) /MPa
1
As welded
1.069×106
Fracturing in
72
2
As welded
3.45×106
Fracturing in
68
3
As welded
0.3×106
Fracturing in
100
4
As welded
0.74×106
Fracturing in
84
5
As welded
0.5×106
Fracturing in
92
6
As welded
0.79×106
Fracturing in
77
7
Peening
0.426×106
Fracturing in
116
8
Peening
1.589×106
Fracturing in
100
9
Peening
0.662×106
Fracturing in
107
10
Peening
5.389×106
Fracturing in
95
11
Peening
0.603×106
Fracturing in
112
S-N曲线对比也一同绘于图5。
3 分析与讨论
图3~5中相应S-N曲线的拟合结果见表7, 同
图5 T型接头原始焊态与冲击处理态的S-N曲线对比
Fig.5 S-N curves of T-shape joints of as welded and peening treatment
时给出了两种接头形式在各应力比下的循环基数为2×106 周次时的疲劳强度, 结果列于表8。
3.1 TIG焊态试验结果分析
对比图3中应力比R =0及R =0.5两种情况下的S-N曲线及表8中循环寿命为2×106 周次条件下获得的疲劳强度值。 可以明显看出: 在应力比为R =0.5情况下试件的疲劳寿命在相同应力水平下, 都远低于应力比R =0情况下试件的寿命; 在相同的疲劳寿命下, 应力比R =0情况下试件的疲劳强度均远远高于应力比为R =0.5情况下的试件。 这表明: 使用TIG焊制备的LF21铝合金非承载十字焊接接头, 在一定的应力比范围内其疲劳性能对平均应力较为敏感。
为了对比, 将国际焊接学会推荐的铝合金非承载十字接头应采用的疲劳强度设计级别为FAT28的标准设计S-N曲线绘于图3中, 同时将高一个强度级别的FAT32标准设计S-N曲线也绘于图3。 根据国际焊接学会的焊接结构疲劳设计规范的规定
[5 ,6 ]
: 将应力比为R =0.5情况下获得的疲劳试验结果与级别为FAT28的标准设计S-N曲线进行比较。 结果表明: 对LF21铝合金非承载十字TIG焊接头, 采用疲劳强度级别为FAT28 (2×106 周次时的疲劳强度) 的S-N曲线进行设计是合理的。
将应力比为R =0.5情况下获得的疲劳试验结果与级别为FAT32的标准设计S-N曲线进行比较后发现: 在较高的应力水平区域内, 一些疲劳试验结果落在了设计S-N曲线下面。 这意味着: 对于LF21铝合金非承载十字TIG焊接头, 对其进行疲劳强度设计时采用级别FAT28级别 (2×106 周次时的疲劳强度) 的S-N曲线进行设计是不合适的, 这样可能导致较为危险的设计结果。
表7 S-N曲线的参数表
Table 7 C and m values
Kind of joints
Condition
Stress ratio R
m C m Standard deviation
T-shape joints
As welded
0.1
3.92
1.069×1014 31
0.12
T-shape joints
As welded
-1
5.80
0.105×1018 32
0.147
Cruciform joints
As welded
0
7.00
0.194×1039 14 17
0.222
表8 疲劳强度及对比结果
Table 8 Fatigue strength of LF21 (FAT28)
Kind of joints
Condition
Stress ratio R
Fatigue strength σ ) /MPa
Improvement of
T-shape joints
Peening treatment
R =-1R =-1101
44
T-shape joints
Peening treatment
R =0.1R =0.196
37
Cruciform joints
Peening treatment
R =0.5R =0.542
26
对于钢材
[7 ,8 ,9 ,10 ]
, 由于TIG焊接头往往会获得较好的焊趾几何外形, 从而比通常的手工电弧焊、 CO2 气体保护焊及MIG焊等焊接方法制备的相同形式接头具有更高的疲劳强度, 因此可以采用更高强度级别的标准设计S-N曲线。 然而对LF21铝合金非承载十字TIG焊接接头所进行的疲劳试验结果却没有反映出TIG焊接头的更高的疲劳强度, 因为国际焊接学会推荐的铝合金非承载十字焊接所采用的疲劳强度设计级别FAT28的标准设计S-N曲线是主要根据MIG焊接头的疲劳试验结果统计分析得到的
[5 ,6 ]
。 该焊接方法由于具有更高的生产效率而在铝合金结构的制作中广泛使用。 所以可以较为保守地认为: 使用TIG焊接方法制备的LF21铝合金非承载十字焊接接头的疲劳强度与由其它焊接方法 (如MIG焊) 获得的同样接头的疲劳强度相当, 试图采用更高强度级别的S-N曲线对其进行疲劳强度设计应慎重。
3.2 超声冲击处理效果
通过对比图4, 5中的相应S-N曲线, 可以明显看出:未经超声冲击处理的LF21铝合金原始焊态试件的疲劳寿命在相同应力水平下, 均低于经过超声冲击处理的相同类型试件。 超声冲击处理使十字接头试件的疲劳寿命延长2~4倍 (与焊态相比) , 使T型接头在应力比R =0.1时的疲劳寿命延长了4~8倍 (与焊态相比) , 使T型接头在应力比R =-1时的疲劳寿命延长了5~10倍。
LF21铝合金十字接头的超声冲击处理试件与原始焊态试件在循环寿命为2×106 周次条件下的疲劳强度的对比结果表明 (表7) : 应力比R =0.5时, 冲击处理试件与原始焊态试件相比, 其疲劳强度的改善程度达26%。
由图5可见, 将T型接头原始焊态在应力比R =0.1与应力比R =-1两种加载条件下的疲劳试验结果进行比较发现: 所有试件结果均落在同一分散带内。 由此可见: 此时T型焊接接头的疲劳强度与应力比无关, 可以统一进行统计分析。 至于疲劳强度与应力比无关的原因, 显然是由于T型接头试件中含有高值焊接残余拉伸应力所致
[11 ,12 ,13 ,14 ,15 ]
。
LF21铝合金T型接头的超声冲击处理试件与原始焊态试件在循环寿命为2×106 周次的条件下获得的疲劳强度的对比结果表明 (表10) : 与原始焊态的试件相比, 在应力比R =0.1时, 超声冲击处理使接头疲劳强度提高了37%; 在应力比R =-1时, 超声冲击处理使接头疲劳强度提高了约44%。 从图5中可见: 应力比R =0.1时超声冲击处理的T型接头的平均S-N曲线位于应力比R =-1时超声冲击处理的接头试件的S-N曲线之下 (用应力幅表示) 。 由此可见: 超声冲击处理后的接头疲劳强度不再与所外加的平均应力无关, 而随着应力比R 增加, 接头所能够承受的疲劳应力幅度有所降低, 因此设计经过超声冲击处理的焊接接头时需考虑所施加载荷的静载成分, 而无论接头中是否含有高值焊接残余应力。
4 结论
1) 使用TIG焊方法获得的LF21铝合金非承载十字焊接接头的疲劳强度与其它焊接方法获得的相同接头的疲劳强度相当, 试图采用更高强度级别的S-N曲线对其进行设计时应持慎重态度。
2) 在一定的应力比范围内, LF21铝合金非承载十字焊接接头的疲劳性能对平均应力较为敏感。
3) 超声冲击处理后, 十字接头疲劳强度 (2×106 循环周次) 提高了26%左右, 疲劳寿命延长2~4倍; T型接头疲劳强度提高了37%~44%, 疲劳寿命延长了4~10倍。
4) 对超声冲击处理焊接接头进行疲劳设计时, 需考虑所施加载荷的静载成分。
参考文献
[1] MikheevPP , NedosekaAY .Effectivenessofultrasonictreatmentinimprovingthefatiguestrengthofweldedjoints[J].AutomaticWelding, 1984, 3:37-40.
[2] KravtsovTG .Improvingthefatiguestrengthofde positedbeadsbyultrasonictreatment[J].AutomaticWelding, 1981, 10 (1) :35-38.
[3] JanoschJ , KonecznyH , DebiezS , etal.Improvementoffatiguestrengthinweldedjoints (inHSSandinalu minumalloys) byultrasonichammerpeening[J].Weld ingintheWorld, 1996, 37 (1) :72-82.
[4] WANGDong po (王东坡) , HUOLi xing (霍立兴) , ZHANGYu feng (张玉凤) .提高焊接接头疲劳强度超声波冲击法[J].TransactionsoftheChinaWeldingIn stitution (焊接学报) , 1999, 20 (4) :158-164.
[5] DocIW /IIS -693-81 (exDOC .XIII -998-81/XV -494-81) .Designrecommendationsforcyclicloadedweldedsteelstructures[J].WeldingintheWorld, 1982, 20 (7/8) :153-166.
[6] DocIIS/IIW -875-86 (exDOC .XIII -1184-85) .Statisticalanalysesoffatiguedatabyvariousmethods[J].WeldingintheWorld, 1996, 24 (9/10) :209-219.
[7] HornAM , HutherIH , LieuradeHP .FatiguebehaviorofT jointsimprovedbyTIGdressing[J].WeldingintheWorld, 1998, 41 (3) :273-280.
[8] BrancoCM , MaddoxSJ, InfanteVI , etal.Fatigueperformanceoftungsteninertgas (TIG) and plasmaweldsinthinsections[J].InternationalJournalofFa tigue, 1999, 21 (4) :587-601.
[9] ZaczekZ .ImprovementinthefatiguestrengthofbuttweldedjointsbyTIGremeltingofweldreinforcements[J].MetalConstruction, 1984, 2:143-145.
[10] DahleT .DesignfatiguestrengthofTIG dressedweldedjointsinhigh strengthsteelssubjectedtospectrumload ing[J].InternationalJournalofFatigue, 1998, 20 (9) :677-681.
[11] OhtaA .FatiguestrengthofbuttweldedAlMgalu minumalloy testswithmaximumstressatyieldstrength[J].FatigueFractEngMaterStruct, 1990, 13 (1) :53-58.
[12] OhtaA , MaedaY , SuzukiN .Effectofyieldstrengthonthebasicfatiguestrengthofweldedjoints[J].Fa tigueFractEngMaterStruct, 1993, 16 (5) :473-479.
[13] OhtaA , SuzukiN , MaedaY .Effectivemeansforim provingthefatiguestrengthsofweldedstructures[J].WeldingintheWorld, 1996, 38 (1) :84-89.
[14] BertiniL , FontanariV , StraffeliniG .InfluenceofpostweldtreatmentsonthefatiguebehaviorofAl alloyweldedjoints[J].IntJFatigue, 1997, 20 (10) :749-755.
[15] WohlfahrtH , Nitschke pagelT , ZinnW .Improvementofthefatiguestrengthofweldedjointsbypost weldtreatmentmethods—acomparisonoftheresultsofhighstrengthstructuralsteelsandhighstrengthaluminumal loys[J].WeldingintheWorld, 1996, 38 (3) :307-316.
